Рисунок
4 - Сквозной стержень с планками
(Измененная редакция. Изм. № 1)
7.2.6 Расчет стержней составных сечений из уголков,
швеллеров и др., соединенных стенками вплотную или через прокладки, следует
выполнять как сплошностенчатых при условии, что участки между соединяющими
сварными швами или центрами крайних болтов не превышают для сжатых элементов 40i
и для растянутых 80i. Здесь радиус инерции
сечения i уголка или швеллера следует принимать для тавровых или
двутавровых сечений относительно оси, параллельной плоскости расположения
прокладок, а для крестовых сечений - минимальный.
При этом в пределах длины сжатого элемента следует
предусматривать не менее двух промежуточных связей (прокладок).
7.2.7
Расчёт соединительных планок и элементов решеток сжатых стержней сквозного
сечения следует выполнять на условную поперечную силу Qfic, принимаемую постоянной по всей длине стержня и
определяемую по формуле
|
Qfic = 7,15·10-6(2330 - E/Ry)N/φ,
|
(18)
|
где N - продольное усилие в
сквозном стержне;
φ - коэффициент устойчивости при центральном
сжатии (для сечения типа в), принимаемый при расчёте сквозного стержня в
плоскости планок или решеток.
Условную поперечную силу Qfic следует распределять:
при наличии только соединительных планок (решёток) - поровну
между планками (решетками), лежащими в плоскостях, перпендикулярных к оси, относительно
которой производится проверка устойчивости;
при наличии сплошного листа и соединительных планок
(решёток) - пополам между листом и планками (решётками), лежащими в плоскостях,
параллельных листу;
при расчёте равносторонних трехгранных сквозных стержней -
равной 0,8Qfic для
каждой системы соединительных планок (решёток), расположенной в одной грани.
7.2.8
Расчёт соединительных планок и их прикреплений (см. рисунок 4) должен выполняться, как расчёт элементов безраскоcных ферм, на совместное действие силы Fs,
срезывающей планку, и момента Мs,
изгибающего планку в её плоскости, значения которых следует определять по
формулам:
где Qs - условная поперечная
сила, приходящаяся на планку одной грани.
7.2.9
Расчёт элементов соединительных решеток составных стержней следует выполнять
как расчёт элементов решёток плоских ферм. При расчете раскосов решёток по
рисунку 3 усилие в раскосе следует
определять по формуле
где α1
- коэффициент, принимаемый равным: 1,0 для решётки по рисункам 3, а, б и 0,5 - по рисунку 3, в;
Qs - условная поперечная сила,
приходящаяся на одну плоскость решётки.
При расчёте раскосов крестовой
решётки с распорками (рисунок 3, г)
следует учитывать дополнительное усилие Nad, возникающее в
каждом раскосе от обжатия ветвей и определяемое по формуле
где α2
= dlb2/(2b3
+ d3) - b, lb, d - размеры, указанные на рисунке 3;
Nb - усилие в
одной ветви стержня;
Ad, Ab - площадь сечения
одного раскоса и одной ветви соответственно.
7.2.10 Расчёт стержней, предназначенных для уменьшения
расчетной длины сжатых элементов, должен выполняться на усилие, равное условной
поперечной силе в основном сжатом элементе, определяемой по формуле (18).
Расчёт распорок, предназначенных для уменьшения расчётной
длины ветвей колонн в плоскости, перпендикулярной к плоскости поперечных рам,
при наличии нагрузок от мостовых или подвесных кранов, следует выполнять на
условную поперечную силу, определяемую по формуле (18), где значение N следует принимать равным
сумме продольных сил в двух ветвях колонн, соединенных распоркой.
7.3.1 При проверке устойчивости стенок
расчётную высоту hef следует принимать по рисунку 5:
Рисунок 5 - Расчетные размеры стенок, свесов полок,
поясных листов
в прокатных, составных и гнутых профилях
полную высоту стенки - в сварных элементах;
расстояние между ближайшими к оси элемента краями поясных
уголков - в элементах с фрикционными поясными соединениями;
расстояние между началами внутренних закруглений - в прокатных
профилях;
расстояние между краями выкружек - в гнутых профилях.
7.3.2 Устойчивость стенок центрально
сжатых элементов сплошного сечения следует считать обеспеченной, если условная
гибкость стенки 
не превышает значений предельной
условной гибкости 
, определяемых по формулам таблицы 9.
Более гибкие стенки следует применять при подтверждении их устойчивости
(теоретическим или опытным путём).
Таблица
9
|
Сечение
|
Условная
гибкость элемента 
|
Предельная
условная гибкость стенки 
|
|
|
≤ 2
|
1,30
+ 0,15
|
(23)
|
|
> 2
|
1,20 + 0,35 ≤ 2,3
|
(24)
|
|
|
≤ 1
|
1,2
|
(25)
|
|
> 1
|
1,0 + 0,2 ≤ 1,6
|
(26)
|
|
|
≤ 0,8
|
1,0
|
(27)
|
|
> 08
|
0,85 + 0,19 ≤ 1,6
|
(28)
|
|
|
0,8 ≤ ≤ 4
|
|
(29)
|
|
Обозначения, принятые в таблице 9:
-
условная гибкость элемента, принимаемая в расчете на устойчивость при
центральном сжатии;
bf - ширина полки тавра.
Примечания
1 В коробчатом сечении значение следует
определять для пластинок, расположенных параллельно плоскости, в которой
проверяется устойчивость элемента в целом.
2 В тавровом сечении должно соблюдаться
условие 1 ≤ bf/hef ≤ 2; при
< 0,8 или > 4 в формуле (29) следует принимать = 0,8 или = 4 соответственно.
3 Знак «≤» в формулах означает,
что значение в случае его
превышения при расчете по формуле следует принимать равным указанному в
правой части.
|
(Измененная редакция. Изм. № 1)
7.3.3 Стенки центрально сжатых
элементов сплошного сечения (колонн, стоек, опор и т.п.) при 
≥ 2,3, за исключением
рассчитанных с учетом геометрической нелинейности конструкций, следует укреплять
поперечными рёбрами жёсткости с шагом от 2,5hеf до 3hеf.
В сплошностенчатых ветвях колонн сквозного сечения рёбра
жесткости следует устанавливать только в узлах крепления соединительных решёток
(планок).
В стенке, укреплённой только поперечными рёбрами, ширина их
выступающей части br
должна быть не менее (hef/30 + 40) мм - для парного
симметричного ребра, не менее (hef/20 + 50) мм - для
одностороннего ребра; толщина ребра tr должна быть не менее 
.
При укреплении стенки односторонними поперечными рёбрами
жёсткости одиночные уголки следует приваривать к стенке пером.
7.3.4 В центрально сжатых элементах
двутаврового сечения с расчётной высотой стенки hef в случае укрепления
стенки продольным ребром жёсткости, расположенным посередине и с моментом
инерции сечения Irl.
при 
, значение , установленное в 7.3.2, следует умножить на коэффициент
|
|
(30)
|
При расположении ребра с одной
стороны стенки, его момент инерции следует вычислять относительно оси,
совпадающей с ближайшей гранью стенки и он должен быть не менее, чем для
парного симметричного ребра.
В случае выполнения продольного ребра в виде гофра стенки
при вычислении hef следует учитывать развернутую длину гофра.
Продольные рёбра жёсткости следует включать в расчётные
сечения элементов.
Минимальные размеры выступающей части продольных рёбер
жёсткости следует принимать как для поперечных рёбер согласно требованиям 7.3.3.
7.3.5 При расчёте центрально- и внецентренно сжатых стержней
сплошного сечения в случаях, когда фактическое значение условной гибкости стенки
превышает (при центральном сжатии не
более чем в 2 раза) значение предельной условной гибкости стенки , полученное согласно требованиям 7.3.2, а также 9.4.2 и 9.4.3,
в формулах (7), а также (109), (111), (115), (116),
(120) и (121) принимают расчётную уменьшенную площадь сечения Ad
взамен А.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
7.3.6 Значение Ad
следует вычислять по формулам:
для двутаврового и швеллерного
сечений
|
Ad = A - (hef
- hd)tw,
|
(31)
|
для коробчатого сечения:
при
центральном сжатии
|
Ad = A - 2(hef
- hd)tw - 2(bef,1
- bd)tf;
|
(32)
|
при внецентренном сжатии
|
Ad = A - 2(hef
- hd)tw,
|
(33)
|
где hef
и hd - расчётная и уменьшенная высота
стенки, расположенной параллельно плоскости, в которой проверяется
устойчивость;
bef,1
и bd -
расчётная и уменьшенная ширина пояса коробчатого сечения, расположенного
перпендикулярно к плоскости, в которой проверяется устойчивость.
Значение hd в
центрально сжатых элементах следует вычислять по формулам:
для двутаврового сечения
|
|
(34)
|
где при 
> 3,5 следует принимать = 3,5;
для коробчатого сечения
|
|
(35)
|
где при > 2,3 следует принимать = 2,3;
для швеллерного сечения
|
|
(36)
|
Значения и в формулах (34) - (36) для
центрально сжатых элементов следует принимать согласно требованиям 7.3.2. При вычислении значения bd для коробчатого сечения по формуле (35) вместо hd,
tw, и следует принимать соответственно bd, tf,
и 
, при этом значение следует определять согласно
требованиям 7.3.9.
Значение hd для внецентренно сжатых элементов двутаврового и коробчатого
сечений следует вычислять по формулам соответственно (34) и (35); при
этом в этих формулах значения 
и следует
принимать согласно 9.4.2.
7.3.7 При проверке устойчивости поясных
листов за расчётную ширину свеса bef следует принимать расстояние:
от грани стенки до края поясного листа (полки) - в сварных
элементах;
от оси крайнего болта в поясе до края поясного листа - в
элементах с фрикционными поясными соединениями;
от начала внутреннего закругления до края полки - в
прокатных профилях;
от края выкружки до края полки - в гнутых профилях (см.
рисунок 5).
7.3.8 Устойчивость поясных листов
(полок) центрально сжатых элементов сплошного сечения следует считать
обеспеченной, если условная гибкость свеса пояса (полки) 
не превышает значений предельной
условной гибкости свеса пояса (полки) 
, определяемых по формулам таблицы 10,
в которых при значениях < 0,8 или > 4 следует принимать
соответственно = 0,8 или = 4.
Таблица
10
|
Сечение
|
Предельная
условная гибкость свеса пояса (полки)  при
условной гибкости элемента 0,8 ≤ λ ≤ 4
|
|
|
0,36 + 0,10
|
(37)
|
|
|
0,43 + 0,08
|
(38)
|
|
|
0,40
+ 0,07
|
(39)
|
|
|
0,85
+ 0,19
|
(40)
|
|
Обозначение, принятое в таблице 10:
-
условная гибкость элемента, принимаемая в расчете на устойчивость при
центральном сжатии.
Примечание -
Для свесов пояса (полки), окаймленных ребрами, предельные значения условной
гибкости ,
вычисленные по формулам (37) и (38), следует умножать на коэффициент 1,5, а
по формуле (39) - на 1,6.
|
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
7.3.9 В центрально сжатых элементах
коробчатого сечения предельную условную гибкость поясного листа следует принимать по таблице 10, как для стенок коробчатого сечения: 
.
7.3.10 Высота отгиба aef
свеса пояса (полки) по рисунку 5 или высота окаймляющего ребра, при его
наличии, должна быть не менее 0,3bef в элементах, не
усиленных планками, и 0,2bef - в элементах, усиленных планками
(см. таблицу 10). Толщина окаймляющего ребра должна быть не менее 2аef
/E.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
7.3.11 При назначении сечений центральносжатых элементов по
предельной гибкости (в соответствии с 10.4) значения предельных условных гибкостей стенки и поясов (), определяемых по таблицам 9 и 10
соответственно, следует увеличивать умножением на коэффициент 
, но не более чем на 1,25.
8 Расчет элементов стальных конструкций при
изгибе
В зависимости от назначения и условий эксплуатации
конструкций расчёт изгибаемых элементов (балок) следует выполнять без учёта или
с учётом пластических деформаций в соответствии с подразделением элементов на
три класса согласно 4.2.7.
Балки 1-го класса следует применять для нагрузок всех видов
и рассчитывать в пределах упругих деформаций; балки 2-го и 3-го классов следует
применять для статических нагрузок и рассчитывать с учётом развития
пластических деформаций.
Балки крановых путей под краны групп режимов работы 1К - 8К
по СП 20.13330 при расчёте на
прочность следует относить к 1-му классу.
Бистальные балки следует относить ко 2-му классу и
рассчитывать с учётом ограниченных пластических деформаций в стенке, значения
которых следует определять при достижении расчётного сопротивления Ryf в поясах,
выполненных из более прочной стали.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
8.2 Расчет на прочность
изгибаемых элементов сплошного сечения
8.2.1 Расчёт на прочность балок 1-го
класса следует выполнять по формулам:
при действии момента в одной из
главных плоскостей
|
|
(41)
|
при действии в сечении поперечной силы
|
|
(42)
|
при действии моментов в двух главных плоскостях (и наличии
бимомента)
|
|
(43)
|
где x и y - расстояния от главных осей до рассматриваемой
точки сечения, а
ω - секториальная координата этой точки;
при одновременном действии в
стенке балки момента и поперечной силы
|
|
(44)
|
где σх = Мху/Ixn - нормальное
напряжение в срединной плоскости стенки, параллельное продольной оси балки;
σy -
то же, перпендикулярное к продольной оси балки, в том числе σloc, определяемое по формуле (47);
τxy = QS/(Itw)
- касательное напряжение в стенке.
Напряжения σх и σy, принимаемые в формуле (44) со своими знаками, а также τxy следует определять в
одной и той же точке стенки балки.
При проверке прочности на действие поперечной силы на опоре
для разрезных балок формулу (42) следует
использовать без учета работы поясов.
В балках, рассчитываемых по формуле (43), значения напряжений в стенке балки должны быть
проверены по формуле (44) в двух главных
плоскостях изгиба.
При ослаблении стенки
отверстиями для болтов левую часть формулы (42),
а также значение τxy в формуле (44),
следует умножать на коэффициент а, определяемый по формуле
где s - шаг отверстий в
одном вертикальном ряду;
d - диаметр отверстия.
8.2.2 Расчёт
на прочность стенки балки, не укрепленной ребрами жёсткости, при действии
местного напряжения σloc
в местах приложения нагрузки к верхнему поясу, а также в опорных сечениях
балки, следует выполнять по формуле
|
|
(46)
|
где
Здесь F - расчётное значение
нагрузки (силы);
lef - условная длина распределения нагрузки, определяемая по
формулам:
для случаев по рисунку 6, а) и б)
для случая по рисунку 6,
в
|
|
(49)
|
а) - сварная балка; б) - прокатная балка; в) - сварная
или прокатная балки при нагрузке от колеса крана
Рисунок 6 - Схемы распределения сосредоточенной
нагрузки на стенку балки
где h - размер, равный сумме толщины верхнего пояса
балки и катета поясного шва, если нижняя балка сварная (см. рисунок 6, а), либо расстоянию от наружной
грани полки до начала внутреннего закругления стенки, если нижняя балка
прокатная (см. рисунок 6, б);
ψ - коэффициент, принимаемый равным: 3,25 - для
сварных и прокатных балок; 4,5 - для балок с фрикционными поясными
соединениями;
I1f - сумма собственных моментов инерции
пояса балки и кранового рельса или момент инерции сечения, состоящего из пояса
и рельса в случае приварки рельса швами, обеспечивающими совместную работу
пояса и рельса;
b - ширина опирания верхнего элемента.
8.2.3 Расчёт на прочность разрезных
балок 2-го и 3-го классов двутаврового и коробчатого сечений (рисунок 7) из стали с нормативным сопротивлением Ryn ≤ 440 Н/мм2
при соблюдении требований 8.4.6, 8.5.8, 8.5.9 и 8.5.18
и при касательных напряжениях τх = Qх/Аw ≤ 0,9Rs
(кроме опорных сечений) следует выполнять по формулам:
Рисунок 7 - Схемы двутаврового (а) и коробчатого (б)
сечений балок
с действующими на них усилиями
при изгибе в плоскости
наибольшей жёсткости (Ix > Iy)
|
|
(50)
|
при изгибе в двух главных плоскостях и напряжениях τy = Qy/(2Аf) ≤ 0,5Rs
|
|
(51)
|
Здесь Мх, Мy - абсолютные значения
изгибающих моментов;
сх, су - коэффициенты,
принимаемые по таблице Е.1;
β - коэффициент,
принимаемый равным:
|
при
|
τх ≤ 0,5Rs
|
β = 1;
|
|
при
|
0,5Rs
< τх ≤ 0,9Rs
|
|
(52)
|
где af
= Af/Aw - отношение площади сечения пояса к площади сечения стенки
(для несимметричного сечения Af - площадь меньшего пояса; для
коробчатого сечения Aw -
суммарная площадь сечений двух стенок).
при изгибе в плоскости
наибольшей жесткости (Ix > Iy) и стеснённом кручении симметричных
двутавров
|
|
(53)
|
где cω
- определяется линейной интерполяцией по таблице 10а:
Таблица 10а
|
|
0
|
0,1
|
0,2
|
0,3
|
0,4
|
0,5
|
0,6
|
0,7
|
0,8
|
0,9
|
0,99
|
|
cω
|
1,470
|
1,636
|
1,845
|
2,054
|
2,263
|
2,472
|
2,681
|
2,890
|
3,099
|
3,308
|
3,496
|
При расчёте сечения в зоне чистого
изгиба в формулах (50) и (51) следует принимать β = 1 и вместо
коэффициентов сх и су соответственно
cxm = 0,5(1 + сх);
cym = 0,5(1 +
сy).
Расчёт на прочность в опорном
сечении балок (при Мх = 0 и Му = 0) следует
выполнять по формулам:
|
|
(54)
|
|
|
(55)
|
При ослаблении стенки отверстиями
для болтов левую часть формул (54) и (55) следует умножать на коэффициент α,
определяемый по формуле (45).
Для установления размеров минимальных сечений составных
балок коэффициенты сх и су следует
принимать меньше значений, приведенных в таблице Е.1, но не менее 1,0. Методика подбора минимальных
сечений изгибаемых элементов приведена в правилах по проектированию стальных
конструкций.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
8.2.4 Расчёт на прочность разрезных балок переменного
сечения согласно 8.2.3 с учетом
пластических деформаций выполняется только в одном сечении с наиболее
неблагоприятным сочетанием усилий M и Q; в остальных сечениях
балки расчет следует выполнять при значениях коэффициентов сх
и су меньших, чем в таблице Е.1 (приложение Е), или согласно 8.2.1.
8.2.5 Расчёт на прочность неразрезных и
защемленных балок постоянного двутаврового и коробчатого сечений с двумя осями
симметрии, изгибаемых в плоскости наибольшей жесткости, со смежными пролетами,
отличающимися не более чем на 20 %, при соблюдении требований 8.4.6, 8.5.8,
8.5.9 и 8.5.18 следует выполнять по формуле (50) как расчет элементов 2-го класса с учётом частичного
перераспределения опорных и пролетных моментов.
В этом случае расчётное значение
момента следует определять по формуле
|
М
= 0,5(Mmax + Mef),
|
(56)
|
где Mmax
- наибольший изгибающий момент в пролёте или на опоре, определяемый из расчета
неразрезной балки в предположении упругой работы стали;
Mef - условный
изгибающий момент, равный;
а) в неразрезных балках с
шарнирно опертыми концами большему из значений:
|
|
(57)
|
где символ max означает, что
следует найти максимум всего следующего за ним выражения;
M1 - изгибающий момент в крайнем пролете,
вычисленный как в шарнирно опертой однопролетной балке;
α - расстояние от сечения, в котором действует
момент M1, до крайней опоры;
l -
длина крайнего пролета;
M2 - максимальный изгибающий момент в
промежуточном пролете, вычисленный как в шарнирно опертой однопролетной балке;
б) в однопролетных и неразрезных балках с защемленными
концами Меf = 0,5М3, где М3 -
наибольший из моментов, вычисленных как в балках с шарнирами на опорах;
в) в балке с одним защемленным и другим свободно опертым
концом значение Меf
следует определять по формуле (57).
Значение τх в формуле (52) следует вычислять в сечении, где действует Мmax; если Мmax
- момент в пролете, следует проверить опорное сечение балки.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
8.2.6 Расчёт на прочность неразрезных и
защемленных балок, удовлетворяющих 8.2.5,
в случае изгиба в двух главных плоскостях следует выполнять по формуле (51) с учётом перераспределения опорных и
пролетных моментов в двух главных плоскостях согласно 8.2.5.
8.2.7 Расчёт на прочность неразрезных и
защемленных балок, удовлетворяющих требованиям 8.2.5, 8.4.6,
8.5.8, 8.5.9 и 8.5.18,
следует выполнять по формуле (50) как
расчет элементов 3-го класса с учётом перераспределения изгибающих моментов и
образования условных пластических шарниров, а также влияния касательных
напряжений τx в
соответствии с 8.2.3 в сечениях с
максимальным изгибающим моментом.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
8.2.8 Расчёт на прочность бистальных
разрезных балок двутаврового и коробчатого сечений с двумя осями симметрии при
соблюдении требований 8.4.4, 8.5.9 и 8.5.17 и при касательных напряжениях τx ≤ 0,9Rs
и τy ≤
0,5Rs (кроме опорных сечений) следует выполнять как расчет
элементов 2-го класса по формулам:
при изгибе в одной главной
плоскости
|
|
(59)
|
при изгибе в двух главных плоскостях (59)
|
|
(60)
|
В формулах (59) и (60):
|
cxr = (αfr + 0,25 - 0,0833/r2)/(αf
+ 0,167),
|
(61)
|
где αf = Af/Aw; r
= Ryf/Ryw;
βr - коэффициент,
принимаемый равным:
|
при
|
τх ≤ 0,5Rs
|
βr = 1;
|
|
при
|
0,5Rs
< τх < 0,9Rs
|
|
(62)
|
cyr
- коэффициент, принимаемый равным 1,15 - для двутаврового сечения и 1,05/r - для коробчатого сечения.
Расчёт бистальных балок при наличии зоны чистого изгиба и в опорном
сечении, а также с учётом ослабления сечения следует выполнять согласно 8.2.3 и правил проектирования стальных
конструкций.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
8.3 Расчёт на прочность балок
крановых путей сплошного сечения
8.3.1 Расчёт на прочность балок
крановых путей следует выполнять согласно 8.2.1
на действие вертикальных и горизонтальных нагрузок, определяемых по СП 20.13330.
8.3.2 Расчёт на прочность стенок балок
крановых путей (за исключением балок для кранов групп режимов работы 7К в цехах
металлургических производств и 8К) следует выполнять по формуле (44), в которой при расчёте сечений на опорах неразрезных
балок вместо коэффициента 0,87 следует принимать коэффициент 0,77.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
8.3.3 При
расчёте на прочность стенок балок крановых путей из стали с пределом текучести
не более 440 Н/мм2 для кранов групп режимов работы 7К (в цехах
металлургических производств) и 8К должны быть выполнены условия:
|
|
(63)
|
|
(σx + σloc,x)/Ry
≤ 1;
|
(64)
|
|
(σloc,y + σfy)/Ry
≤ 1;
|
(65)
|
|
(τxy + τloc,xy + τf,xy)/Ry
≤ 1,
|
(66)
|
где β - коэффициент, принимаемый равным 0,87 для
расчета разрезных балок и 0,77 для расчета сечений на опорах неразрезных балок;
|
σx = M/Wxn;
|
σloc,x = 0,25σloc,y;
|
σloc,y = γfγf1Fn/(tlef);
|
σfy = Mtta/(0,75Ifhw);
|
(67)
|
|
τxy = Q/(th);
|
τloc,x = 0,3σloc,y;
|
τf,xy = 0,25σfy.
|
|
В формулах (67):
M и Q - изгибающий момент и поперечная сила в
сечении балки соответственно от расчетной нагрузки, определяемой согласно СП 20.13330;
γf - коэффициент надежности по нагрузке для крановых нагрузок,
принимаемый согласно СП 20.13330;
γf1
- коэффициент увеличения сосредоточенной вертикальной нагрузки от одного колеса
крана, принимаемый согласно дополнительному коэффициенту по СП 20.13330;
Fn - полное
нормативное значение сосредоточенной вертикальной нагрузки от одного колеса
крана;
lef - условная длина, определяемая согласно 8.2.2;
а - расстояние между вертикальными ребрами стенки
балки;
Mt - местный крутящий момент, определяемый по формуле
|
Mt = γfγf1Fne
+ 0,75Qthr,
|
(68)
|
где e = 0,2b, (здесь b
- ширина подошвы рельса);
Qt - расчётная горизонтальная нагрузка, направленная поперек
кранового пути, вызываемая перекосами мостовых кранов и непараллельностъю
крановых путей и принимаемая согласно СП 20.13330;
hr - высота кранового рельса;
If = It + bftf3/3 - сумма собственных моментов
инерции при кручении рельса и пояса, где bf
и tf - соответственно ширина и толщина верхнего пояса балки.
Все напряжения в формулах (63)
- (67) следует принимать со знаком
«плюс».
(Измененная редакция. Изм. № 1)
8.3.4 Расчет на прочность подвесных балок крановых путей
(монорельсов) следует выполнять с учетом местных нормальных напряжений от
давления колеса крана, направленных вдоль и поперек оси балки.
8.3.5 Расчёт на прочность бистальных балок крановых путей двутаврового
сечения с двумя осями симметрии для кранов групп режимов работы 1K - 5K
при r = Ryf/Ryw
≤ 1,5 следует выполнять согласно требованиям 8.3.2 или по формуле (60),
в которой:
Му - изгибающий момент в горизонтальной
плоскости, полностью передающийся на верхний пояс балки;
Wxn = Wxnf - момент сопротивления
сечения верхнего пояса относительно оси у-у;
су - коэффициент, принимаемый равным 1,15.
8.4.1 Расчёт на устойчивость
двутавровых балок 1-го класса, а также бистальных балок 2-го класса,
удовлетворяющих требованиям 8.2.1 и 8.2.8, следует выполнять по формулам:
при изгибе в плоскости стенки,
совпадающей с плоскостью симметрии сечения
|
|
(69)
|
при изгибе в двух главных плоскостях (и наличии бимоментов)
|
|
(70)
|
В формулах (69) и (70):
φb - коэффициент устойчивости при изгибе, определяемый по
приложению Ж для балок с опорными сечениями, закрепленными от боковых смещений
и поворота;
Wcx - момент сопротивления сечения
относительно оси х-х, вычисленный для наиболее сжатого волокна;
Wcy - момент сопротивления сечения относительно оси у-у,
совпадающей с плоскостью изгиба, вычисленный для наиболее сжатого волокна;
Wcω -
секториальный момент сопротивления сечения, вычисленный для наиболее сжатого
волокна.
Знак «+» у второго и третьего членов в формуле (70) принимается, если в рассматриваемой
точке соответствующее усилие вызывает сжатие.
Для бистальных балок в формулах (69) и (70), а
также при определении φb,
Ry следует заменять на Ryf.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
8.4.2 При определении значения φb за расчетную длину балки lef
следует принимать расстояние между точками закреплений сжатого пояса от
поперечных смещений (узлами продольных или поперечных связей, точками крепления
жесткого настила); при отсутствии связей lef
= l (где l - пролет балки); за расчётную длину консоли следует
принимать: 4/= I при отсутствии закрепления сжатого пояса на конце консоли в горизонтальной
плоскости (здесь l - длина консоли) или
расстояние между точками закрепления сжатого пояса в горизонтальной плоскости -
при закреплении пояса на конце и по длине консоли.
8.4.3 Расчёт на устойчивость балок крановых путей
двутаврового сечения следует выполнять по формуле (70), в которой: Му - изгибающий момент
в горизонтальной плоскости, полностью передающийся на верхний пояс балки; Wy
= Wyf - момент
сопротивления сечения верхнего пояса относительно оси у-у.
8.4.4 Устойчивость балок 1-го класса, а
также бистальных балок 2-го класса следует считать обеспеченной:
а) при передаче нагрузки на балку через сплошной жесткий
настил (железобетонные штаты из тяжелого, легкого и ячеистого бетонов, плоский
и профилированный металлический настил, волнистая сталь и т.п.), непрерывно
опирающийся на сжатый пояс балки и связанный с ним с помощью сварки, болтов,
самонарезающих винтов и др.; при этом силы трения учитывать не следует;
б) при значениях условной гибкости сжатого пояса балки 
, не превышающих ее предельных значений
, определяемых по формулам таблицы 11 для балок симметричного двутаврового
сечения или асимметричного - с более развитым сжатым поясом, рассчитываемых по
формуле (69) и имеющих отношение ширины
растянутого пояса к ширине сжатого пояса не менее 0,75.
Таблица
11
|
Место
приложения нагрузки
|
Условная
предельная гибкость сжатого пояса прокатной или сварной балки 
|
|
К верхнему поясу
|
0,35 + 0,0032b/t + (0,76 - 0,02b/t)b/h
|
(71)
|
|
К нижнему поясу
|
0,57 + 0,0032b/t + (0,92 - 0,02b/t)b/h
|
(72)
|
|
Независимо от уровня приложения нагрузки
при расчете участка балки между связями или при чистом
изгибе
|
0,41 + 0,0032b/t + (0,73
- 0,016b/t)b/h
|
(73)
|
|
Обозначения, принятые в таблице 11:
b и t - соответственно ширина и толщина сжатого пояса;
h - расстояние
(высота) между осями поясных листов.
Примечания
1 Значения определены при 1
≤ h/b ≤ 6 и 15 ≤ b/t ≤ 35; для балок с отношением b/t < 15 в формулах таблицы 11 следует принимать b/t = 15.
2 Для балок с фрикционными поясными
соединениями значения следует
умножать на 1,2.
3 Значения следует
повышать умножением на коэффициент
 , где σ = М/(Wcγc).
|
(Измененная редакция. Изм. № 2)
8.4.5 Прикрепления к сжатому поясу
жесткого настила, продольных или поперечных связей, которые должны обеспечивать
устойчивость изгибаемого элемента, следует рассчитывать на фактическую или
условную поперечную силу. При этом условную поперечную силу следует определять:
при закреплении балки в
отдельных точках - по формуле (18), в
которой φ следует определять для сечения типа b (см. таблицу
7) при гибкости λ = lef/i (где i
- радиус инерции сечения сжатого пояса в горизонтальной плоскости), a N
- вычислять по формуле
где Аf и Aw
- площади сечения сжатого пояса и стенки соответственно;
Ryf
и Ryw - расчётные сопротивления стали сжатого пояса и стенки
соответственно;
при непрерывном закреплении - по
формуле
где qfic - условная поперечная сила на единицу длины
пояса балки;
Qfic -
условная поперечная сила, определяемая по формуле (18), в которой φ = 1, а N следует
вычислять по формуле (74).
8.4.6
Устойчивость балок 2-го и 3-го классов следует считать обеспеченной при
выполнении требований перечисления а) или б) 8.4.4 при условии умножения значений , определяемых по формулам таблицы 11, на коэффициент
|
δ = 1 - 0,6(c1x
- 1)/(cx - 1),
|
(76)
|
где c1x - коэффициент, определяемый по большему значению
из формул:
|
c1x = Mx/(WxnRyγc) или c1x = βcx
|
(77)
|
и изменяющийся в пределах 1 < c1x ≤ cx.
Здесь Mx - изгибающий момент в сечении;
β - коэффициент, принимаемый по формуле (52);
cx - коэффициент,
принимаемый согласно таблице Е.1.
При этом значения условной предельной гибкости пояса балки,
принимаемые:
δ - на участке длины балки, где
учитываются пластические деформации;
- на участках длины балки с
напряжениями в сечениях σ = М/Wn,min ≤ Ryγc.
Учёт пластических деформаций осуществляется при расчёте балок
со сжатым поясом, менее развитым, чем растянутый, - только при выполнении
требований перечисления а) 8.4.4.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
8.5 Проверка устойчивости
стенок и поясных листов изгибаемых элементов сплошного сечения
8.5.1 Устойчивость стенок балок 1-го
класса следует считать обеспеченной, если выполнены требования 8.2.1, 8.3.1
- 8.3.3, 8.4.1 - 8.4.5
и условная гибкость стенки 
(рисунок 5) не превышает значений :
3,5 - при отсутствии местного напряжения (σloc = 0) в балках с
двусторонними поясными швами;
3,2 - то же, в балках с односторонними поясными швами;
2,5 - при наличии местного напряжения σloc в балках с двусторонними поясными швами.
При этом следует устанавливать поперечные (и опорные) рёбра
жесткости согласно 8.5.9 или 8.5.11 и 8.5.12.
8.5.2 Проверку устойчивости стенок
балок 1-го класса следует выполнять с учётом наибольшего сжимающего напряжения σ
у расчетной границы стенки, принимаемого со знаком «плюс», среднего
касательного напряжения τ и местного напряжения σloc в стенке под сосредоточенной нагрузкой.
Напряжения σ и τ
следует вычислять по формулам:
где М и Q - средние
значения изгибающего момента и поперечной силы соответственно в пределах
отсека; если длина отсека а (расстояние между осями поперечных ребер
жесткости) больше его расчетной высоты hef, то значения М и Q следует
вычислять как средние для более напряжённого участка с длиной, равной hef;
если в пределах отсека момент или поперечная сила меняют знак, то их средние
значения следует вычислять на участке отсека с одним знаком;
hef - расчётная высота стенки, принимаемая
по 7.3.1;
hw - полная высота стенки.
Местное напряжение σloc
(σloc,у)
в стенке под сосредоточенной нагрузкой следует определять по 8.2.2 и 8.3.3.
В отсеках балки, где сосредоточенная нагрузка приложена к
растянутому поясу, одновременно должны быть учтены только σ и τ
или σloc и τ.
8.5.3 Устойчивость
стенок балок 1-го класса симметричного сечения, укрепленных только поперечными
ребрами жёсткости (рисунок 8), при
наличии местного напряжения (σloc ≠ 0) и при условной гибкости стенки 
следует считать обеспеченной, если
выполнено условие
|
|
(80)
|
σ, σloc, τ - напряжения, определяемые
согласно требованиям 8.5.2;
σcr - критическое напряжение, вычисляемое по формуле
|
|
(81)
|
где ccr
- коэффициент, определяемый согласно 8.5.4
- 8.5.6;
σloc,cr - критическое напряжение, вычисляемое по формуле
|
|
(82)
|
где c1 и c2
- коэффициенты, определяемые согласно 8.5.5;
τcr - критическое напряжение, вычисляемое по формуле
|
|
(83)
|
здесь μ - отношение
большей стороны отсека стенки к меньшей;
; d - меньшая из сторон отсека
стенки (hef или а).
а) - при приложении сосредоточенной нагрузки к сжатому
поясу; б) - то же, к растянутому поясу
Рисунок 8 - Схема участка балки, укрепленной
поперечными ребрами жесткости
8.5.4 Для балок
по 8.5.3 при σloc = 0 коэффициент ccr
в формуле (81) следует определять по
таблице 12 в зависимости от вида
поясных соединений и значения коэффициента δ, вычисляемого по
формуле
|
δ = β(bf/hef)/(tf/tw)3,
|
(84)
|
где β - коэффициент, принимаемый по таблице 13;
bf, tf - ширина и толщина сжатого пояса балки, соответственно.
Таблица
12
|
Поясные
соединения балок
|
Значение
ccr при δ, равном
|
|
≤ 0,8
|
1,0
|
2,0
|
4,0
|
6,0
|
10,0
|
≥
30,0
|
|
Сварные
|
30,0
|
31,5
|
33,3
|
34,6
|
34,8
|
35,1
|
35,5
|
|
Фрикционные
|
35,2
|
Таблица
13
|
Балки
|
Условия
работы сжатого пояса
|
β
|
|
Крановых путей
|
Крановые рельсы не приварены
|
2,0
|
|
Крановые рельсы приварены
|
∞
|
|
Прочие
|
При непрерывном опирании плит
|
∞
|
|
В прочих случаях
|
0,8
|
|
Примечание - Для отсеков балок крановых путей, где
сосредоточенная нагрузка приложена к растянутому поясу, при вычислении
коэффициента δ следует принимать β = 0,8.
|
8.5.5 При вычислении
значений σloc,cr по формуле (82)
при σloc
≠ 0 следует принимать:
c1 - по таблице 14 в зависимости от отношения а/hef и значения ρ = 1,04lef/hef (здесь значение lef следует определять согласно требованиям 8.2.2);
c2 - по таблице 15 в зависимости от отношения а/hef и значения δ,
вычисляемого по формуле (84); для балок с
фрикционными поясными соединениями следует принимать δ = 10.
При σloc ≠ 0 проверку стенки по формуле (80) следует выполнять в зависимости от значения а/hef:
а) при отношении а/hef ≤ 0,8 значение σcr следует определять по формуле (81) с учётом 8.5.4.
Если сосредоточенная нагрузка приложена к растянутому поясу
(рисунок 8, б), то при проверке стенки с
учётом только σloc и τ
при определении коэффициента δ по формуле (84) за bf и tf следует принимать ширину и толщину
растянутого пояса соответственно.
Таблица
14
|
ρ
|
Значения
c1 при а/hef (а1/hef), равном
|
|
0,50
|
0,60
|
0,67
|
0,80
|
1,0
|
1,2
|
1,4
|
1,6
|
1,8
|
>2,0
|
|
0,10
|
56,7
|
46,6
|
41,8
|
34,9
|
28.5
|
24,5
|
21,7
|
19,5
|
17,7
|
16,2
|
|
0,15
|
38,9
|
31,3
|
27,9
|
23,0
|
18,6
|
16,2
|
14,6
|
13,6
|
12,7
|
12,0
|
|
0,20
|
33,9
|
26,7
|
23,5
|
19,2
|
15,4
|
13,3
|
12,1
|
11,3
|
10,7
|
10,2
|
|
0,25
|
30,6
|
24,9
|
20,3
|
16,2
|
12,9
|
11,1
|
10,0
|
9,4
|
9,0
|
8,7
|
|
0,30
|
28,9
|
21,6
|
18,5
|
14,5
|
11,3
|
9,6
|
8,7
|
8,1
|
7,8
|
7,6
|
|
0,35
|
28,0
|
20,6
|
17,4
|
13,4
|
10,2
|
8,6
|
7,7
|
7,2
|
6,9
|
6,7
|
|
0,40
|
27,4
|
20,0
|
16,8
|
12,7
|
9,5
|
7,9
|
7,0
|
6,6
|
6,3
|
6,1
|
Таблица
15
|
δ
|
Значения
коэффициента c1 при а/hef (а1/hef), равном
|
|
0,50
|
0,60
|
0,67
|
0,80
|
1,00
|
1,20
|
1,40
|
≥ 1,60
|
|
≤ 1
|
1,56
|
1,56
|
1,56
|
1,56
|
1,56
|
1,56
|
1,56
|
1,56
|
|
2
|
1,64
|
1,64
|
1,64
|
1,67
|
1,76
|
1,82
|
1,84
|
1,85
|
|
4
|
1,66
|
1,67
|
1,69
|
1,75
|
1,88
|
2,01
|
2,09
|
2,12
|
|
6
|
1,67
|
1,68
|
1,70
|
1,77
|
1,92
|
2,08
|
2,19
|
2,26
|
|
10
|
1,68
|
1,69
|
1,71
|
1,78
|
1,96
|
2,14
|
2,28
|
2,38
|
|
≥ 30
|
1,68
|
1,70
|
1,72
|
1,80
|
1,99
|
2,20
|
2,38
|
2,52
|
б) при отношении а/hef > 0,8 проверку по формуле (80) следует выполнять дважды: при значении σcr, вычисленном по формуле (81) с учётом 8.5.4,
и при таком значении σloc,cr
по формуле (82), когда при определении
коэффициентов c1 и c2 вместо размера а принят a1 = 0,5a при
0,8 ≤ а/hef ≤ 1,33 или a1 = 0,67hef при а/hef > 1,33; при значениях σcr и σloc,cr,
вычисленных при фактическом значении а/hef (если а/hef > 2, в расчёте следует принимать а/hef =
2); при этом коэффициент σcr
в формуле (81) следует определять по
таблице 16.
Таблица
16
|
Значение сcr при а/hef или
a/(2hс), равном
|
|
≤
0,8
|
0,9
|
1,0
|
1,2
|
1,4
|
1,6
|
1,8
|
≥
2,0
|
|
По
таблице 12
|
37,0
|
39,2
|
45,2
|
52,8
|
62,0
|
72,6
|
84,7
|
Значение τcr во всех случаях следует
вычислять по фактическим размерам отсека.
8.5.6 Устойчивость стенок балок 1-го
класса асимметричного двутаврового сечения с более развитым сжатым поясом,
укрепленных только поперечными рёбрами жёсткости, следует считать обеспеченной,
если условие (80) выполнено с учётом
следующих изменений:
при вычислении значений σcr по формулам (81)
и (84) вместо значения hef принята удвоенная высота
сжатой зоны стенки 2hc;
при а/hef > 0,8 и σloc ≠ 0 выполнены две проверки, приведенные в 8.5.5, в которых при определении σcr по таблице 16
и σcr -
по формуле (81) вместо значения hef принята удвоенная высота сжатой зоны стенки 2hc.
Значения τcr
и σloc,cr следует
определять по фактическим размерам отсека стенки.
8.5.7 Устойчивость
стенок балок 1-го класса асимметричного двутаврового сечения с более развитым
растянутым поясом, укрепленных только поперечными рёбрами жёсткости, при
одновременном действии напряжений σ и τ и отсутствии
напряжений σloc следует считать обеспеченной, если выполнено условие
|
|
(85)
|
где a = (σ1 - σ2)/σ1;
β = (σcr/σ1)(τ/τcr); σcr
- по формуле (81).
Здесь σ1 и σ2
- сжимающее и растягивающее напряжения у расчётных границ стенки, принимаемые
соответственно со знаком «плюс» и «минус» и определяемые по формуле (78);
τ и τcr
- касательные напряжения, определяемые по формулам (79) и (83)
соответственно;
ccr - коэффициент,
определяемый по таблице 17 в зависимости от a.
Таблица
17
|
a
|
1,0
|
1,2
|
1,4
|
1,6
|
1,8
|
2,0
|
|
ccr
|
10,2
|
12,7
|
15,5
|
20,0
|
25,0
|
30,0
|
8.5.8 Устойчивость
стенок балок 2-го и 3-го классов из однородной стали и бистальных при
отсутствии местного напряжения (σloc = 0) и с соблюдением требований 7.3.1, 8.2.3
и 8.2.8 следует считать обеспеченной
при выполнении условий:
а) для балок двоякосимметричного
двутаврового и коробчатого сечений
|
M/[Ryfγchef2tw(rαf + α)]
≤ 1,
|
(86)
|
где α - коэффициент,
определяемый по таблице 18 (при τ = Q/Aw
и по 8.5.1);
Таблица
18
|
τ/Rsw
|
Значения
α при  , равном
|
|
2,2
|
2,5
|
3,0
|
3,5
|
4,0
|
4,5
|
5,0
|
5,5
|
|
0
|
0,240
|
0,239
|
0,235
|
0,226
|
0,213
|
0,195
|
0,173
|
0,153
|
|
0,5
|
0,203
|
0,202
|
0,197
|
0,189
|
0,176
|
0,158
|
0,136
|
0,116
|
|
0,6
|
0,186
|
0,185
|
0,181
|
0,172
|
0,159
|
0,141
|
0,119
|
0,099
|
|
0,7
|
0,167
|
0,166
|
0,162
|
0,152
|
0,140
|
0,122
|
0,100
|
0,080
|
|
0,8
|
0,144
|
0,143
|
0,139
|
0,130
|
0,117
|
0,099
|
0,077
|
0,057
|
|
0,9
|
0,119
|
0,118
|
0,114
|
0,105
|
0,092
|
0,074
|
0,052
|
0,032
|
r -
следует определять по 8.4.5;
б) для балок асимметричного
двутаврового сечения с более развитым сжатым поясом, укреплённых только
поперечными рёбрами,
|
|
(87)
|
где σ1, σ2
- напряжения в сжатом и растянутом поясах соответственно, если σ1
≥ Ryf или
σ2 ≥ Ryf,
то следует принимать соответственно σ1 = Ryf или σ2 = Ryf.
В выражении (87) высоту сжатой зоны стенки h1
следует определять по формуле
|
|
(88)
|
Значения M и Q
следует вычислять в одном сечении балки.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
8.5.9 Стенки балок следует укреплять поперечными
рёбрами жёсткости:
в балках 1-го класса, если значение условной гибкости стенки
превышает 3,2 - при отсутствии
подвижной нагрузки на поясе балки или 2,2 - при наличии такой нагрузки;
в балках 2-го и 3-го классов - при любых значениях условной
гибкости стенки на участках длины балки, где учитываются пластические
деформации, а на остальных участках - как в балках 1-го класса.
Расстояние между поперечными рёбрами не должно превышать 2hef при ≥ 3,2 и 2,5hef
при < 3,2.
Для балок 1-го класса увеличивать эти расстояния до значения
3hef следует при условии, что
устойчивость балки и стенки обеспечена выполнением требований перечисления а)
или б) 8.4.4, если не превышает значений, определяемых по
формуле (71).
Поперечные рёбра жёсткости следует устанавливать в местах
приложения неподвижных сосредоточенных нагрузок и на опорах балок.
Отсутствие поперечных рёбер жёсткости должно быть обосновано
расчетом по 8.2.2.
В стенке, укрепленной только поперечными рёбрами, ширина их
выступающей части br должна быть не
менее (hw/30 + 25) мм - для парного
ребра, не менее (hw/24 + 40) мм - для
одностороннего ребра; толщина ребра tr должна быть не менее 2br
.
При укреплении стенки односторонними поперечными ребрами
жесткости из одиночных уголков, привариваемых к стенке пером, момент инерции
такого ребра, вычисляемый относительно оси, совпадающей с ближайшей к ребру гранью
стенки, должен быть не меньше, чем для парного ребра.
8.5.10 Поперечное ребро жёсткости,
расположенное в месте приложения сосредоточенной нагрузки к верхнему поясу,
следует проверять расчётом на устойчивость: двустороннее ребро - как центрально
сжатую стойку, а одностороннее - как стойку, сжатую с эксцентриситетом, равным
расстоянию от срединной плоскости стенки до центра тяжести расчётного сечения
стойки. При этом в расчётное сечение стойки необходимо включать сечение ребра
жёсткости и полосы стенки шириной 0,65 tw
с каждой стороны ребра, а расчётную
длину стойки следует принимать равной расчетной высоте стенки hef.
8.5.11 Стенки
балок 1-го класса, у которых при действии нормальных напряжений σ
от изгиба устойчивость не обеспечена, а также при значениях условной гибкости
стенки 
(где σ - напряжение в
сжатом поясе балки), следует укреплять продольным ребром жёсткости,
устанавливаемым дополнительно к поперечным рёбрам.
8.5.12 В стенке балки симметричного
двутаврового сечения 1-го класса, укреплённой, кроме поперечных рёбер, одной
парой продольных ребер жёсткости, расположенной на расстоянии h1
от границы сжатого отсека (рисунок 9), обе пластинки, на которые это ребро
разделяет отсек, следует рассчитывать порознь:
a) - балка со сжатым верхним поясом; б) - балка с
растянутым верхним поясом
Рисунок 9 - Схема балки, укрепленной поперечными (3)
и продольными (4) ребрами жесткости
а) пластинку 1, расположенную
между сжатым поясом и продольным ребром, по формуле
|
|
(89)
|
здесь значения σ, σloc, τ следует определять согласно
требованиям 8.5.2, а значения σcr,1 и σloc,cr,1
- по формулам:
при σloc = 0
|
|
(90)
|
где 
;
при σloc ≠ 0 и μ1 = a/h1 ≤ 2
(при μ1 > 2 следует принимать μ1
= 2)
|
|
(91)
|
|
|
(92)
|
τcr,1 - критическое напряжение, которое
следует определять по формуле (83) с
подстановкой в неё размеров проверяемой пластинки;
б) пластинку 2, расположенную
между продольным ребром и растянутым поясом, - по формуле
|
|
(94)
|
где σ и τ - напряжения, определяемые
по 8.5.2;
|
|
(95)
|
|
при
|
(96)
|
σloc,2 - напряжение, в зависимости от
того, к какому поясу приложена нагрузка: к сжатому (см. рисунок 9, а) принимается равным 0,4σloc (здесь σloc следует определять согласно 8.5.2); к растянутому (см. рисунок 9, б) - σloc,2
= σloc;
σloc,cr2 - напряжение, определяемое по
формуле (82), где c1
и c2 следует определять
соответственно по таблице 14 при ρ
= 0,4 и по таблице 15 при δ
= 1, заменяя значение hef
значением (hef - h1);
τcr,2
- напряжение, определяемое по формуле (83)
с подстановкой в неё размеров проверяемой пластинки.
8.5.13 Промежуточные ребра,
расположенные на пластинке 1 между сжатым поясом и продольным ребром, следует
доводить до продольного ребра (рисунок 10).
В этом случае расчет пластинки 1 следует выполнять по
формулам (89) - (93), в которых величину а следует заменять
величиной а1, где а1 - расстояние между
осями соседних промежуточных рёбер (см. рисунок 10). Расчёт пластинки 2 следует
выполнять по 8.5.12 б).
Рисунок 10 - Схема балки, укрепленной поперечными
(3), продольными (4) и промежуточными (5)
ребрами жесткости
(Измененная редакция. Изм. № 1)
8.5.14 Проверку устойчивости стенок балок асимметричного
сечения (с более развитым сжатым поясом), укреплённых поперечными рёбрами и
парным продольным ребром, расположенным в сжатой зоне, следует выполнять по
формулам (89) и (90); при этом в формулах (90), (91) и (94) следует заменить отношения h1/hef на 
, а в формуле (95) (0,5 - h1/hef) следует заменить на [σ1/(σ1
- σ2) - h1/hef], где σ2 - краевое
растягивающее напряжение (со знаком "минус") у расчётной границы
отсека.
8.5.15 При укреплении стенки поперечными рёбрами и парным
продольным ребром жёсткости места расположения и моменты инерции сечений этих
рёбер должны удовлетворять требованиям 8.5.9
и формулам таблицы 19.
Таблица 19
|
|
Момент
инерции ребра
|
|
поперечного (Ir)
|
продольного
(Irl)
|
|
требуемое
|
предельное
|
|
минимальное
|
максимальное
|
|
0,20
|
≥ 3heftw3
|
(2,5 - 0,5a/hef)a2tw3/hef
|
1,5heftw3
|
7heftw3
|
|
0,25
|
(1,5 - 0,4a/hef)a2tw3/hef
|
1,5heftw3
|
8,5heftw3
|
|
0,30
|
1,5heftw3
|
-
|
-
|
|
Примечание - При вычислении Irl промежуточные значения h1/hef следует
определять линейной
интерполяцией.
|
При расположении продольного и
поперечных рёбер жесткости с одной стороны стенки моменты инерции сечений
каждого из них следует вычислять относительно оси, совпадающей с ближайшей к
ребру гранью стенки.
8.5.16 При значениях условной гибкости стенки 
балки симметричного двутаврового сечения
проектируют как балки 2-го класса с гибкими (неустойчивыми) стенками согласно
правилам проектирования стальных конструкций.
8.5.17 Участок стенки балки над опорой
следует рассчитывать на устойчивость при центральном сжатии из плоскости балки
как стойку, нагруженную опорной реакцией.
При укреплении стенки балки опорными ребрами жесткости с
шириной выступающей части br (br не менее 0,5bfi,
здесь bfi - ширина нижнего пояса
балки) в расчётное сечение этой стойки следует включать сечение опорных ребер и
полосы стенки шириной не более 0,65
с каждой стороны ребра.
Толщина опорного ребра жёсткости tr должна
быть не менее 3br, где br -ширина
выступающей части.
Расчётную длину стойки следует принимать равной расчетной
высоте стенки балки hef.
Нижние торцы опорных рёбер (рисунок 11) должны быть остроганы либо плотно пригнаны или
приварены к нижнему поясу балки. Напряжения в этих сечениях при действии
опорной реакции не должны превышать расчетного сопротивления стали: в первом
случае (см. рисунок 11, а) - смятию Rp
при а ≤ 1,5t и сжатию Ry при а
> 1,5t; во втором случае (см. рисунок 11, б) - смятию Rp.
а) - в торце с применением строжки; б) - удаленного от
торца
с плотной пригонкой или приваркой к нижнему поясу
Рисунок 11 - Схема опорного ребра жесткости
Сварные швы, прикрепляющие опорное ребро к нижнему поясу
балки, следует рассчитывать на воздействие опорной реакции.
При отсутствии опорных ребер жесткости (в прокатных балках)
расчетное сечение стойки - полоса стенки шириной, равная длине участка опирания
балки.
8.5.18 Устойчивость сжатых поясов
следует считать обеспеченной, если условная гибкость свеса пояса 
или поясного листа 
балок 1-го класса, а также бистальных
2-го класса при выполнении требований 7.3.7,
8.2.1 и 8.2.8 не превышает предельных значений 
, определяемых по формулам:
для свеса полки (без окаймления
и отгиба) двутаврового сечения
|
|
(97)
|
для поясного листа коробчатого сечения
|
|
(98)
|
Здесь σc - напряжение в сжатом
поясе, определяемое по формулам:
для однородного сечения
|
σc = M/(Wxncγc) или σc = Mx/(Wxncγc) + My/(Wxnγc);
|
|
для бистального сечения
где α' - значения α
из таблицы 18 при τ = 0;
если σс > Ryf,
то следует принимать σс = Ryf.
8.5.19 Устойчивость сжатых поясов
следует считать обеспеченной, если условная гибкость свеса сжатого пояса или
поясного листа балок 2-го и 3-го классов из однородной стали при выполнении
требований 7.3.7, 8.2.3 и 8.5.8
не превышает предельных значений , определяемых при 2,2 ≤ ≤ 5,5 по формулам:
для свеса полки (без окаймления
и отгиба) двутаврового сечения
|
|
(99)
|
для поясного листа коробчатого сечения
|
|
(100)
|
При < 2,2 или > 5,5 следует принимать = 2,2 или = 5,5.
8.5.20 В случае окаймления или отгиба полки (стенки) сечения
(рисунок 5), размером aеf ≥ 0,3bеf и толщиной 
, значения , определяемые по формулам (97) и (99),
увеличивают в 1,5 раза.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
8.6 Расчет опорных плит
8.6.1 Площадь стальной опорной плиты должна удовлетворять требованиям
расчёта на прочность фундамента.
Передача расчетного усилия на опорную плиту может
осуществляться через фрезерованный торец или через сварные швы конструкции,
опирающейся на плиту.
8.6.2 Толщину опорной плиты
следует определять расчетом на изгиб пластинки по формуле
|
|
(101)
|
где Мmax - наибольший из изгибающих моментов М,
действующих на полосе единичной ширины разных участков опорной плиты и
определяемых по формулам:
для консольного участка плиты
для участка плиты, опертого на четыре стороны в направлении
короткой и длинной сторон соответственно
|
Ma = α1qa2; Mв = α2qa2;
|
(103)
|
для участка плиты, опертого по трем сторонам
для участка плиты, опертого на две стороны,
сходящиеся под углом, по формуле (104),
принимая при этом d1 - диагональ прямоугольника, а размер α1
в таблице Е.2 - расстояние от вершины
угла до диагонали.
Здесь с - вылет консольного участка плиты;
α1, α2, α3
- коэффициенты, зависящие от условий опирания и отношения размеров сторон
участка плиты и принимаемые согласно таблице Е.2 (приложение Е);
q - реактивный отпор фундамента под рассматриваемым
участком плиты на единицу площади плиты.
9 Расчет элементов стальных конструкций при
действии продольной силы с изгибом
9.1.1 Расчёт на прочность
внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) и внецентренно растянутых
(растянуто-изгибаемых) элементов из стали с нормативным сопротивлением Ryn
≤ 440 Н/мм2, не подвергающихся непосредственному воздействию
динамических нагрузок, при напряжениях τ < 0,5Rs
и σ = N/Аn > 0,1Ry следует
выполнять по формуле
|
|
(105)
|
где N, Мх
и My, В - абсолютные значения соответственно
продольной силы, изгибающих моментов и бимомента при наиболее неблагоприятном
их сочетании;
n, сx, су - коэффициенты, принимаемые
согласно таблице Е.1 (приложение Е).
Если σ = N/Аn ≤ 0,1Ry, формулу (105) следует применять при выполнении требований 8.5.8 и таблицы Е.1 (приложение Е).
Расчёт на прочность элементов в
случаях, не предусмотренных расчётом по формуле (105), следует выполнять по формуле
|
(N/Аn ± Mxy/Ixn ± Myx/Iyn ± Bω/Iωn)/(Ryγc)
≤ 1,
|
(106)
|
где х, у - расстояния
от главных осей до рассматриваемой точки сечения.
9.1.2 Расчёт на прочность внецентренно сжатых
(сжато-изгибаемых) элементов по формуле (105)
выполнять не требуется при значении приведенного относительного эксцентриситета
mef ≤
20 (9.2.2), отсутствии ослабления
сечения и одинаковых значениях изгибающих моментов, принимаемых в расчётах на
прочность и устойчивость.
9.1.3 Внецентренно сжатые
(сжато-изгибаемые) элементы из стали с нормативным сопротивлением Ryn
> 440 Н/мм2, с несимметричными сечениями относительно оси,
перпендикулярной к плоскости изгиба (например, сечения типов 10, 11 по таблице Д.2), следует проверять на прочность
растянутого волокна сечения в плоскости действия момента по формуле
|
|
(107)
|
где Wtn - момент
сопротивления сечения, вычисленный для растянутого волокна;
δ - коэффициент,
определяемый по формуле
|
|
(108)
|
При этом N следует принимать со знаком «-».
(Измененная редакция. Изм. № 1)
9.2 Расчёт на устойчивость
элементов сплошного сечения
9.2.1 Расчёт на устойчивость внецентренно сжатых
(сжато-изгибаемых) элементов при действии момента в одной из главных плоскостей
следует выполнять как в этой плоскости (плоская форма потери устойчивости), так
и из этой плоскости (изгибно-крутильная форма потери устойчивости).
9.2.2 Расчёт
на устойчивость внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) элементов постоянного
сечения (колонн многоэтажных зданий - в пределах этажа) в плоскости действия
момента, совпадающей с плоскостью симметрии, следует выполнять по формуле
В формуле (109)
коэффициент устойчивости при сжатии с изгибом φe следует определять по таблице Д.3 в зависимости от условной гибкости и приведенного относительного
эксцентриситета mef, определяемого по
формуле
где η
- коэффициент влияния формы сечения, определяемый по таблице Д.2 (приложение Д);
m = eA/Wc
- относительный эксцентриситет (здесь е = М/N -
эксцентриситет, при вычислении которого значения М и N следует
принимать согласно требованиям 9.2.3;
Wc - момент сопротивления сечения,
вычисленный для наиболее сжатого волокна).
При значениях mef
> 20 расчет следует выполнять как для изгибаемых элементов (раздел 8).
9.2.3 Расчётные значения продольной
силы N и изгибающего момента М в элементе следует принимать для
одного и того же сочетания нагрузок из расчёта системы по недеформированной
схеме в предположении упругих деформаций стали.
При этом значения М следует принимать равными:
для колонны постоянного сечения рамной системы - наибольшему
моменту в пределах длины колонны;
для ступенчатой колонны - наибольшему моменту на длине
участка постоянного сечения;
для колонны с одним защемлённым, а другим свободным концом -
моменту в заделке, но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины
колонны от заделки;
для сжатых поясов ферм и структурных плит, воспринимающих
внеузловую поперечную нагрузку, - наибольшему моменту в пределах средней трети
длины панели пояса, определяемому из расчёта пояса как упругой неразрезной
балки;
для сжатого стержня с шарнирно опёртыми концами и сечением,
имеющим одну ось симметрии, совпадающую с плоскостью изгиба, - моменту,
определяемому по формулам таблицы 20 в зависимости от относительного
эксцентриситета mmax = МmaxА/(NWc)
и принимаемому равным не менее 0,5Мmax.
Таблица 20
|
Относительный эксцентриситет mmax
|
Момент
М при условной гибкости стержня
|
|
< 4
|
≥ 4
|
|
mmax ≤ 3
|
М = Мmax - 0,25(Мmax - M1)
|
М = M1
|
|
3 < mmax ≤ 20
|
М = M2 + (mmax - 3)(Мmax - M2)/17
|
М = M1 + (mmax - 3)(Мmax - M1)/17
|
|
Обозначения, принятые в таблице 20:
Мmax - наибольший
изгибающий момент в пределах длины стержня;
M1 - наибольший изгибающий момент в пределах средней трети длины
стержня, принимаемый равным не менее 0,5Мmax;
M2 -
изгибающий момент, принимаемый равным М при mmax ≤
3 и <
4, но не менее 0,5Мmax.
|
Для сжатых стержней
двоякосимметричного сплошного сечения с шарнирно-опёртыми концами, на которых
действуют изгибающие моменты, значение mef,
необходимое для определения φe,
следует принимать согласно таблице Д.5
(приложение Д).
9.2.4 Расчёт на устойчивость
внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) стержней сплошного постоянного сечения,
кроме коробчатого, из плоскости действия момента при изгибе их в плоскости
наибольшей жёсткости (Ix > Iy) совпадающей с плоскостью симметрии, а
также швеллеров следует выполнять по формуле
где с - коэффициент,
определяемый согласно требованиям 9.2.5;
φy - коэффициент устойчивости при центральном сжатии,
определяемый согласно требованиям 7.1.3.
9.2.5 Коэффициент с в формуле (111) следует определять:
при значениях mх ≤ 5 по формуле
|
c = β/(1
+ αmx) ≤ 1,
|
(112)
|
где α,
β - коэффициенты,
определяемые по таблице 21;
при значениях mх ≥ 10 по формуле
|
c = 1/(1 + mxφy/φb),
|
(113)
|
где φb - коэффициент устойчивости при изгибе, определяемый согласно
требованиям 8.4.1 и приложению Ж как для балки с двумя и более
закреплениями сжатого пояса;
при значениях 5 < mх < 10 по формуле
|
c = cs(2
- 0,2mx) + c10(0,2mx -
1),
|
(114)
|
где следует определять: cs - по формуле (112) при mх =
5; c10 - по формуле (113) при mx = 10. Здесь mx = (Мх/N)(А/Wc)
- относительный эксцентриситет, где Мх следует принимать по 9.2.6.
При гибкости 
> 3,14 коэффициент с не
должен превышать значений cmax,
определяемых по приложению Д;
в случае, если с > cmax, в
формулах (111) и (117) вместо с следует принимать cmax.
При значениях отношения ширины сечения к его высоте менее
0,3 коэффициент с следует принимать, равным 0,3.
Таблица
21
|
Тип сечения
|
Схема
сечения и эксцентриситет
|
Значения
коэффициентов
|
|
α при
|
β при
|
|
mx ≤ 1
|
1
< mx ≤ 5
|
 ≤ 3,14
|
> 3,14
|
|
1
|
|
0,7
|
0,65
+ 0,05mx
|
1
|
|
|
2
|
|
|
3
|
|
|
4
|
|
1 - 0,3I2/I1
|
1 - (0,35 - 0,05 mx)I2/I1
|
1
|
1 - (1 -  )(2I2/I1 - 1); β = 1 при I2/I1 < 0,5
|
|
Обозначения, принятые в таблице 21:
I1 и I2 - моменты
инерции большей и меньшей полок относительно оси симметрии сечения у-у соответственно;
φс - значение φy при = 3,14.
|
9.2.6 При
определении относительного эксцентриситета mx
в формулах (112) - (114) за расчётный момент Мх следует
принимать:
для стержней с концами, закрепленными от смещения
перпендикулярно плоскости действия момента, - максимальный момент в пределах
средней трети длины, но не менее половины наибольшего момента по длине стержня;
для стержней с одним защемленным, а другим свободным концом
- момент в заделке, но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины
стержня от заделки.
9.2.7 Расчёт на устойчивость внецентренно сжатых
(сжато-изгибаемых) элементов двутаврового сечения, непрерывно подкрепленных
вдоль одной из полок, следует выполнять по приложению по формуле (111) с учетом формулы (Д.4) приложения Д.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
9.2.8 Внецентренно сжатые
(сжато-изгибаемые) элементы постоянного сечения, изгибаемые в плоскости
наименьшей жесткости (Iy < Ix и еу
≠ 0), следует рассчитывать по формуле (109),
а при гибкости λх > λy - также проверять
расчётом на устойчивость из плоскости действия момента как центрально сжатые
элементы по формуле
φx - коэффициент устойчивости при центральном сжатии,
определяемый согласно требованиям 7.1.3.
При λх ≤ λy проверки устойчивости из
плоскости действия момента не требуется.
9.2.9 Расчёт на устойчивость
стержней сплошного постоянного сечения (кроме коробчатого), подверженных сжатию
и изгибу в двух главных плоскостях, при совпадении плоскости наибольшей
жёсткости (Ix >
Iy) с плоскостью симметрии, а также
при сечении типа 3 (см. таблицу 21)
следует выполнять по формуле
где
|
|
(117)
|
Здесь следует определять:
φey -
согласно требованиям 9.2.2, принимая
в формулах вместо m и соответственно my и ;
с - согласно требованиям 9.2.5:
При вычислении значения mef,у
= ηmy для стержней
двутаврового сечения с неодинаковыми полками коэффициент η следует
определять как для сечения типа 8 по таблице Д.2 (приложение Д).
Если mef,y <
mx,
то кроме расчёта по формуле (116),
следует произвести дополнительную проверку по формулам (109) и (111),
принимая еу = 0.
Если λx
> λy, то кроме расчёта
по формуле (116), следует произвести
дополнительную проверку по формуле (109),
принимая еу = 0.
Значения относительных эксцентриситетов
следует вычислять по формулам:
где Wcx и Wcy
- моменты сопротивления сечений для наиболее сжатого волокна относительно осей х-х
и у-у соответственно.
Если плоскость наибольшей жёсткости сечения стержня (Ix > Iy)
не совпадает с плоскостью симметрии, то расчётное значение mx следует увеличивать на 25 % (кроме сечения типа 3 по таблице
21).
(Измененная редакция. Изм. № 1)
9.2.10 Расчёт на устойчивость
стержней сплошного постоянного коробчатого сечения при сжатии с изгибом в одной
или в двух главных плоскостях следует выполнять по формулам:
|
N/(φeyARyγc)
+ Mx/(cxδxWx,minRyγc)
≤ 1,
|
(120)
|
|
N/(φexARyγc)
+ My/(cyδyWy,minRyγc)
≤ 1,
|
(121)
|
где φex,
φey -
коэффициенты устойчивости при сжатии с изгибом, определяемые по таблице Д.3 (приложение Д);
cx, cy - коэффициенты,
принимаемые по таблице Е.1 (приложение
Е);
δx,
δy -
коэффициенты, определяемые по формулам:
|
N/(φexARyγc)
+ My/(cyδyWy,minRyγc)
≤ 1,
|
(122)
|
и принимаемые
равными 1,0 при 
≤ 1 и ≤ 1 соответственно, при этом N следует принимать со знаком «-».
При изгибе в плоскости наибольшей жесткости (Ix > Iy,
Мy = 0) вместо φey следует принимать φy.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
9.3 Расчёт на устойчивость
элементов сквозного сечения
9.3.1 При проверке на устойчивость
внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) стержней сквозного сечения с
соединительными планками или решётками следует выполнять как расчёт стержня в
целом, так и отдельных ветвей.
9.3.2 При
расчёте стержня в целом относительно свободной оси (у-у) по
формуле (109), когда планки и решетки
расположены в плоскостях, параллельных плоскости действия момента, коэффициент φe следует определять по таблице Д.4 в зависимости от условной приведенной
гибкости 
(λеf - по таблице 8)
и относительного эксцентриситета m,
определяемого по формуле
где е = М/N -
эксцентриситет, при вычислении которого значения M и N следует
принимать по 9.2.3;
а - расстояние от главной оси сечения,
перпендикулярной к плоскости действия момента, до оси наиболее сжатой ветви, но
не менее расстояния до оси стенки ветви;
I -
момент инерции сечения сквозного стержня относительно свободной оси.
При значениях m > 20
расчет на устойчивость стержня в целом не требуется; в этом случае расчет
следует выполнять как для изгибаемых элементов.
9.3.3 При расчёте отдельных ветвей сквозных стержней
с решётками по формуле (7) продольную силу
в каждой ветви следует определять с учётом дополнительного усилия Nad от момента.
Значение этого усилия следует вычислять по формулам:
Nad = Му/b - при изгибе стержня в
плоскости, перпендикулярной к оси у-у, для сечений типов 1 и 3 (см.
таблицу 8);
Nad = 0,5Му/b1 - то же, для
сечений типа 2 (см. таблицу 8);
Nad = 1,16Мx/b - при изгибе стержня в плоскости,
перпендикулярной к оси х-х, для сечений типа 3 (таблица 8);
Nad = 0,5Мx/b2 - то же, для сечений типа 2
(см. таблицу 8),
где b, b1, b2
- расстояния между осями ветвей (см. таблицу 8).
При изгибе стержня сквозного
сечения типа 2 (см. таблицу 8) в двух
плоскостях усилие Nad следует определять по формуле
9.3.4 При расчёте отдельных ветвей сквозных
стержней с планками в формуле (109)
следует учитывать дополнительное усилие Nad от момента М и местный изгиб ветвей от фактической
или условной поперечной силы (как в поясах безраскосной фермы).
9.3.5 Расчет на устойчивость внецентренно сжатых
(сжато-изгибаемых) трехгранных сквозных стержней с решётками и постоянным по
длине равносторонним сечением следует выполнять согласно требованиям раздела 16.
9.3.6 Расчет на устойчивость сквозных стержней из двух
сплошностенчатых ветвей, симметричных относительно оси х-х
(рисунок 12), с решетками в двух параллельных плоскостях, подверженных сжатию и
изгибу в обеих главных плоскостях, следует выполнять:
для стержня в целом - в плоскости, параллельной плоскостям
решёток, согласно требованиям 9.3.2,
принимая ех = 0;
для отдельных ветвей - как внецентренносжатых элементов по
формулам (109) и (111); при этом продольную силу в каждой ветви следует
определять с учётом дополнительного усилия от момента Му (9.3.3), а момент Мх
распределять между ветвями как Мхb
= Nbех (см. рисунок 12); если момент Мх действует в
плоскости одной из ветвей, то следует считать его полностью передающимся на эту
ветвь. При расчёте по формуле (109)
гибкость отдельной ветви следует определять с учётом требований 10.3.10, а при расчёте по формуле (111) - по максимальному расстоянию между узлами
решётки.
Рисунок 12 - Схема сквозного сечения стержня из двух
сплошностенчатых ветвей
9.3.7 Расчёт соединительных планок или решёток сквозных
внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) стержней следует выполнять согласно 7.2.8 и 7.2.9 на поперечную силу, равную большему из двух
значений: фактической поперечной силе Q, определённой при расчете
стержня как элемента безраскосной фермы, или условной поперечной силе Qfic,
вычисляемой согласно требованиям 7.2.7.
В случае, когда фактическая поперечная сила больше условной,
следует соединять ветви сквозных внецентренно сжатых элементов решетками.
9.4.1 Расчётные размеры проверяемых на устойчивость стенок и
поясных листов (полок) следует принимать согласно 7.3.1 и 7.3.7.
9.4.2 Устойчивость стенок внецентренно
сжатых (сжато-изгибаемых) элементов следует считать обеспеченной, если условная
гибкость стенки не превышает значений предельной
условной гибкости , определяемых по формулам таблицы 22.
Таблица
22
|
Тип сечения
|
Схема сечения и эксцентриситет
|
Условия применения формул
|
Предельная условная гибкость стенки
|
|
1
|
|
1 ≤ mx
≤ 10;
|
 < 2
|
|
(125)
|
|
для двутавра cφy > φe
|
|
|
(126)
|
|
2
|
|
cφy ≤ φe;
|
|
(127)
|
|
1 ≤ α ≤
2;
|
|
3
|
|
1 ≤ α ≤
2;
|
|
(128)
|
|
4
|
|
1 ≤ bf/hef
≤ 2;
|
|
(129)
|
|
0,8 ≤ ≤ 4
|
|
5
|
|
my ≥ 1
|
|
(130)
|
|
Обозначения, принятые в таблице 22:
-
условная гибкость стержня в плоскости действия момента;
ccr -
коэффициент, определяемый по таблице 17
в зависимости от α;
α = (σ1 - σ2)/σ1
(здесь σ1 - наибольшее сжимающее напряжение у
расчетной границы стенки, принимаемое со знаком "плюс" и
вычисленное без учета коэффициентов φe, cφy и φexy;
σ2 - соответствующее напряжение у противоположной
расчетной границы стенки); β = 0,15ccrτ/σ1
(здесь τ = Q/(twhw)
- среднее касательное напряжение в рассматриваемом сечении; для коробчатого
сечения τ = Q/(2twhw); bf -
ширина полки тавра.
Примечания
1 Для сечений типа 1 при значениях
0 < mx < 1 или 10 < mx ≤ 20
значения следует
определять линейной интерполяцией между значениями ,
вычисленными согласно 7.3.2 (mx = 0) или 8.5.1 (mx = 20) и по
формуле (125) или (126), соответственно.
2 Для сечения типа 2 при α
≤ 0,5 значение следует
определять дважды: согласно 7.3.2 и
с использованием формул (125), (126); при 0,5 < α < 1
- линейной интерполяцией между значениями ,
вычисленными при α = 0,5 и α = 1.
3 Для сечения типа 4 при <
0,8 или >
4 в формуле (129) следует принимать = 0,8
или = 4,
соответственно.
4
Для сечений типа 5 при значениях 0 < my
< 1 значения следует
определять линейной интерполяцией между значениями ,
вычисленными согласно 7.3.2 (my = 0), и по формуле (130).
|
9.4.3 При выполнении условия 0,8 ≤ N/(φeARyγc)
≤ 1 предельную условную гибкость , вычисленную но формулам (125) и (126),
увеличивают путём определения ее по формуле
|
|
(131)
|
где 
и 
- значения , вычисленные по формулам (125), (126)
и (127).
При выполнении условия N/(φeARyγc) < 0,8
значение следует принимать равным .
9.4.4 Укреплять поперечными рёбрами жёсткости стенки
внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) элементов сплошного сечения (колонн,
стоек, опор и т.п.) при ≥ 2,3 следует в соответствии с
требованиями 7.3.3.
9.4.5 При укреплении стенки внецентренно сжатого
(сжато-изгибаемого) элемента продольным ребром жёсткости (с моментом инерции Irl ≥ 6 heftw3), расположенным
посередине стенки, наиболее нагруженную часть стенки между поясом и осью ребра
следует рассматривать как самостоятельную пластинку и проверять по формулам
таблицы 22. При этом расчёт и
проектирование ребра и элемента в целом следует выполнять с учётом требований 7.3.4.
9.4.6 В случаях, когда фактическое значение условной
гибкости стенки превышает предельное значение , вычисленное для сечений типа 1 по
формулам таблицы 22, а для сечений
типов 2 и 3 с учетом примечания 2 таблицы 22
(при α ≤ 0,5), проверку устойчивости стержня по формулам (109), (115)
и (116), а также при α ≤
0,5 по формуле (111), следует выполнять
с учётом расчётной уменьшенной площади Ad в соответствии с 7.3.6.
9.4.7 Устойчивость поясов (полок) внецентренно сжатых
(сжато-изгибаемых) стержней с гибкостью 0,8 ≤ () ≤ 4 следует считать обеспеченной,
если условная гибкость свеса пояса (полки) или поясного листа 
не превышает значений предельной
условной гибкости () определяемых по формулам таблицы 23.
Таблица
23
|
Тип сечения
|
Схема
сечения и эксцентриситет
|
Условие применения формул
|
Предельная
условная гибкость свеса пояса или поясного листа  при гибкости стержня 0,8 ≤ () ≤
4
|
|
1
|
|
0 ≤
mx ≤ 5
|
|
(132)
|
|
2
|
|
|
(133)
|
|
3
|
|
-
|
|
(134)
|
|
4
|
|
|
(135)
|
|
Обозначение,
принятое в таблице 23:
 -
предельное значение условной гибкости свеса пояса или поясного листа
центрально-сжатого элемента, определяемое согласно требованиям 7.3.8 и 7.3.9.
Примечания
1 При 5 < mx ≤ 20
значения ()
следует определять линейной интерполяцией между значениями (),
вычисленными по формулам настоящей таблицы, и согласно 8.5.18 и 8.5.19
(при m = 20) соответственно.
2
При гибкости стержня () <
0,8 или () >
4 следует принимать 0,8 и 4 соответственно.
|
(Измененная редакция. Изм. № 1)
9.4.8 Для полок (стенок) с отгибами
(см. рисунок 5), значения предельной
условной гибкости (), определяемые по формулам таблицы 23, следует умножать на коэффициент 1,5.
Размеры отгиба следует определять согласно 7.3.10.
9.4.9 При назначении сечений внецентренно сжатых и
сжато-изгибаемых элементов по предельной гибкости (раздел 10.4) значения
предельных условных гибкостей стенки , определяемых по формулам таблицы 22, а также поясов (), определяемых по формулам таблицы 23 и согласно 9.4.8, следует увеличивать умножением на коэффициент 
(здесь φm - меньшее из значений φe, cφy, φexy,
использованное при проверке устойчивости элемента), но не более чем в 1,25
раза.
10.1 Расчетные
длины элементов плоских ферм, ветвей колонн и связей
(Измененная редакция. Изм. № 2)
10.1.1 Расчетные длины сжатых
элементов плоских ферм и связей в их плоскости lef
и из плоскости lef,1
(рисунок 13, а), б), в), г), за
исключением элементов, указанных в 10.1.2
и 10.1.3, следует принимать по
таблице 24.
а) - треугольная со стойками; б) - раскосная; в) -
треугольная со шпренгелями;
г) - полураскосная треугольная; д) - перекрестная
Рисунок 13 - Схемы для определения расчетных длин
сжатых элементов
(обозначения приведены в таблице 24)
решеток ферм
10.1.2 Расчётные длины lef и lef,1
верхнего пояса фермы (неразрезного стержня) постоянного сечения с различными
сжимающими или растягивающими усилиями на участках (число участков равной длины
к ≥ 2) в предположении шарнирного сопряжения (рисунок 14, а) элементов решетки и связей, следует
определять по формулам:
в плоскости пояса фермы
|
lef = (0,17α3 + 0,83)l ≥ 0,8l,
|
(136)
|
где α - отношение
усилия, соседнего с максимальным, к максимальному усилию в панелях фермы; при
этом 1 ≥ α ≥ -0,55;
из плоскости пояса фермы
|
lef,1 = {0,75 +
0,25[β/(к - 1)]2к - 3} l1 ≥ 0,5l1,
|
(137)
|
где β - отношение суммы
усилий на всех участках (рассматриваемой длины между точками закрепления пояса
из плоскости), кроме максимального, к максимальному усилию; при этом (к
- 1) ≥ β ≥ -0,5. При вычислении параметра β
в формуле (137) растягивающие усилия в
стержнях необходимо принимать со знаком «минус».
Таблица
24
|
Направление продольного изгиба элемента
фермы
|
Расчетные
длины lef и lef,1
|
|
поясов
|
опорных
раскосов и опорных стоек
|
прочих
элементов решетки
|
|
1 В плоскости фермы lef:
|
|
|
|
|
а) для ферм, кроме указанных в позиции
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 к
плоскости фермы (из плоскости фермы) lef,1:
|
|
|
|
|
а) для ферм, кроме указанных в позиции
2, б
|
l1
|
l1
|
l1
|
|
б) для ферм с прикреплением элементов
решётки к поясам впритык
|
l1
|
l1
|
0,9l1
|
|
3 В любом направлении lef = lef,1 для ферм из одиночных уголков при
одинаковых расстояниях между точками закрепления элементов в плоскости и из
плоскости фермы
|
0,85l
|
l
|
0,85l
|
|
Обозначения,
принятые в таблице 24 (см. рисунок 13):
l -
геометрическая длина элемента (расстояние между центрами ближайших узлов) в
плоскости фермы;
l1 - расстояние между узлами, закреплёнными от
смещения из плоскости фермы (поясами ферм, специальными связями, жёсткими
плитами покрытий, прикреплёнными к поясу сварными швами или болтами, и т.п.).
|
Расчётные длины lef и lef,1
ветви сквозной колонны постоянного сечения (неразрезного стержня) с различными
сжимающими усилиями на участках (число участков равной длины к ≥
2) с граничными условиями, когда один конец стержня (нижний) жестко закреплен,
а другой - шарнирно оперт в плоскости решетки при шарнирном креплении к нему
элементов решетки (рисунок 14, б),
следует определять по формулам:
в плоскости ветви
|
|
(138)
|
где α - отношение
усилия, соседнего с максимальным, к максимальному усилию в месте заделки; при
этом 1 ≥ α ≥ 0;
из плоскости ветви
|
|
(139)
|
где β - отношение суммы
усилий на всех участках, кроме максимального, к максимальному усилию в месте
заделки; при этом (к - 1) ≥ β ≥ 0.
В обоих случаях l - длина
участка (см. рисунки 13 и 14); l1 -
расстояние между точками связей из плоскости стержня (см. рисунок 14), и расчёт
на устойчивость следует выполнять на максимальное усилие.
а) - пояса фермы; б) - ветви колонны
Рисунок 14 - Схемы для определения расчетной длины
элементов
10.1.3 Расчётные длины lef,1 (когда они не
зависят от соотношения усилий) элементов перекрёстной решётки, скрепленных
между собой (см. рисунок 13, д),
следует принимать по таблице 25. Определять расчетные длины пересекающихся
связей (см. вид 1-1 рисунка 14, а)
следует в соответствии с правилами по проектированию стальных конструкций.
Таблица
25
|
Конструкция
узла пересечения элементов решётки
|
Расчетная
длина lef,1 из плоскости фермы (связи) при поддерживающем элементе
|
|
растянутом
|
неработающем
|
сжатом
|
|
Оба элемента не прерываются
|
l
|
0,7l1
|
l1
|
|
Поддерживающий элемент прерывается и перекрывается фасонкой:
|
|
|
|
|
рассматриваемый элемент не прерывается
|
0,7l1
|
l1
|
1,4l1
|
|
рассматриваемый элемент прерывается и перекрывается фасовкой
|
0,7l1
|
-
|
-
|
|
Обозначения,
принятые в таблице 25 (см. рисунок 13,
д):
l -
расстояние от центра узла фермы (связи) до точки пересечения элементов;
l1 - полная
геометрическая длина элемента.
|
10.1.4
Радиусы инерции i сечений элементов из одиночных уголков при определении
гибкости следует принимать:
при расчётной длине элемента не менее 0,85l (где l - расстояние между
центрами ближайших узлов) - минимальными (i = imin);
в остальных случаях - относительно оси уголка,
перпендикулярной или параллельной плоскости фермы (i = ix
или i = iy), в
зависимости от направления продольного изгиба.
10.2.1 Расчётные длины lef элементов структурных
конструкций следует принимать по таблице 26 (l -
геометрическая длина элемента - расстояние между центрами узлов структурных
конструкций).
Таблица
26
|
Элементы
структурных конструкций
|
Расчётная
длина lef
|
|
1 Кроме указанных в позициях 2 и 3
|
l
|
|
2 Неразрезные (не прерывающиеся в узлах)
пояса, а также элементы поясов и решёток, прикрепляемых в узлах сваркой
впритык к шаровым или цилиндрическим узловым элементам
|
0,85l
|
|
3 Из одиночных уголков, прикрепляемых в
узлах одной полкой:
|
|
|
а) сварными швами или болтами (не менее
двух), расположенными вдоль элемента, при l/imin:
|
|
|
до 90
|
l
|
|
св. 90 до 120
|
0,90l
|
|
св. 120 до 150 (только для элементов
решётки)
|
0,75l
|
|
св. 150 до 200 (только для элементов
решётки)
|
0,70l
|
|
б) одним болтом при l/imin:
|
|
|
до 90
|
l
|
|
св. 90 до 120
|
0,95l
|
|
св. 120 до 150 (только для элементов
решётки)
|
0,85l
|
|
св. 150 до 200 (только для элементов
решётки)
|
0,80l
|
10.2.2 Радиусы инерции сечений i элементов структурных
конструкций при определении гибкости следует принимать:
для сжато-изгибаемых элементов - относительно оси,
перпендикулярной к или параллельной плоскости изгиба (i
= ix или i
= iy); в остальных случаях -
минимальными (i = imin).
10.2.3 Расчётные длины lef
и радиусы инерции сечений i сжатых, растянутых и ненагруженных элементов
пространственных конструкций (рисунок 15)
из одиночных уголков при определении гибкости следует принимать по таблицам 27, 28
и 29.
10.2.4 Для определения расчетных длин раскосов по рисунку 15, в, при прикреплении их без фасонок к
распорке и поясу сварными швами или болтами (не менее двух), расположенными
вдоль раскоса, значение коэффициента расчетной длины μd следует принимать по таблице 29 при значении n «До 2». В случае прикрепления их концов одним болтом
значение μd следует принимать по таблице 29 для прикрепления «Одним болтом без фасонки», а при
вычислении значения lef по таблице 27 вместо μd следует принимать 0,5(1 + μd).
10.2.5 Расчётные длины lef
и радиусы инерции i элементов из труб или парных
уголков следует принимать согласно 10.1.1
- 10.1.3.
а), б), в) - с совмещенными в смежных гранях узлами;
г), д) - с не совмещенными
в смежных гранях узлами; е) - с частично совмещенными в смежных гранях узлами
Рисунок 15 - Схемы пространственных решетчатых
конструкций
Таблица
27
|
Элементы
пространственных конструкций
|
Сжатые
и ненагруженные элементы
|
Растянутые
элементы
|
|
lef
|
i
|
lef
|
i
|
|
Пояса:
|
|
|
|
|
|
по рисунку 15,
а), б), в)
|
lm
|
imin
|
lm
|
imin
|
|
по рисунку 15, г), д)
|
0,73lm
|
imin
|
0,73lm
|
imin
|
|
по рисунку 15, е)
|
0,64lm
|
imin
|
0,64lm
|
imin
|
|
Раскосы:
|
|
|
|
|
|
по рисунку 15, а), д)
|
μdldc
|
imin
|
ld(ld1)
|
imin (ix)
|
|
по рисунку 15, б), в), г), е)
|
μdld
|
imin
|
ld
|
imin
|
|
Распорки:
|
|
|
|
|
|
по рисунку 15, б), е)
|
0,80lc
|
imin
|
-
|
-
|
|
по рисунку 15, в)
|
0,73lc
|
imin
|
|
|
|
Обозначения,
принятые в таблице 27 (рисунок 15):
ldc -
условная длина, принимаемая по таблице 28;
μd - коэффициент расчётной длины раскоса, принимаемый
по таблице 29.
Примечания
1 Раскосы по рисунку 15, а), д) в точках пересечения должны
быть скреплены между собой.
2 Значение lef для
распорок по рисунку 15, в) приведено
для равнополочных уголков.
3
В скобках приведены значения lef
и i для раскосов из плоскости грани конструкции.
|
Таблица
28
|
Конструкция
узла пересечения элементов решетки
|
Условная
длина раскоса ldc при поддерживающем элементе
|
|
растянутом
|
неработающем
|
сжатом
|
|
Оба стержня не прерываются
|
ld
|
1,3ld
|
0,8ld1
|
|
Поддерживающий элемент прерывается и
перекрывается фасонкой; рассматриваемый элемент не прерывается:
|
|
|
|
|
в конструкциях по рисунку 15, а)
|
1,3ld
|
1,6ld
|
ld1
|
|
в конструкциях по рисунку 15, д)
|
(1,75 - 0,15n)ld
|
(1,9 - 0,1n)ld
|
ld1
|
|
Узел пересечения элементов закреплен от
смещения из плоскости грани (диафрагмой и т.п.)
|
ld
|
ld
|
ld1
|
|
Обозначение,
принятое в таблице 28 (рисунок 15):
n = Im,minld/(Id,minIm),
где Im,min
и Id,min - наименьшие
моменты инерции сечения пояса и раскоса соответственно.
Примечание - При n < 1 и n
> 3 в формулах таблицы следует
принимать n = 1 и n = 3 соответственно.
|
Таблица
29
|
Прикрепление
раскоса к поясам
|
Значение n
|
Значение
μd при l/imin, равном
|
|
до
60
|
св.
60 до 160
|
св.
160
|
|
Сварными швами, болтами (не менее двух),
расположенными вдоль раскоса
|
До
2
|
1,14
|
0,54
+ 36imin/l
|
0,765
|
|
Свыше
6
|
1,04
|
0,54
+ 28,8imin/l
|
0,740
|
|
Одним болтом без фасонки
|
При
любых значениях
|
1,12
|
0,64
+ 28,8imin/l
|
0,820
|
|
Обозначения,
принятые в таблице 29:
n -
по таблице 28;
l -
длина, принимаемая равной: ld - для
раскосов по рисунку 15, б), в), г),
е); ldc по таблице 28
- для раскосов по рисунку 15, а), д).
Примечания
1 Значение μd при 2 ≤ n ≤
6 следует определять линейной интерполяцией.
2
При прикреплении одного конца раскоса к поясу без фасонок сваркой или
болтами, а второго конца - через фасонку коэффициент расчетной длины раскоса
следует принимать равным 0,5(1 + μd); при прикреплении обоих концов раскосов через фасонки - μd = 1,0.
|
10.3.1 Расчётные
длины lef колонн
(стоек) постоянного сечения или отдельных участков ступенчатых колонн следует
определять по формуле
где l - длина колонны, отдельного участка ее или высота этажа;
μ - коэффициент расчётной длины.
10.3.2 При определении коэффициентов
расчётной длины колонн (стоек) значения продольных сил в элементах системы
следует принимать для того сочетания нагрузок, для которого выполняется
проверка устойчивости колонн (стоек) согласно разделам 7 и 9.
Значения коэффициентов расчетной длины μ для
колонн постоянного сечения и отдельных участков ступенчатых колонн при любых
сочетаниях нагрузок принимаются как для колонн постоянного сечения и отдельных
участков ступенчатых колонн в рассчитываемой конструкции при сочетании
нагрузок, дающем наибольшие значения продольных сил.
При этом необходимо различать несвободные (раскрепленные)
рамы, у которых узлы крепления ригелей к колоннам не имеют свободы перемещения
в направлении, перпендикулярном к оси колонны в плоскости рамы, и свободные
(нераскрепленные) рамы, у которых такие перемещения возможны (см. рисунок 1).
10.3.3 Коэффициенты расчетной длины μ
колонн (стоек) постоянного сечения следует определять в зависимости от условий
закрепления их концов и вида нагрузки. Для определённых схем закрепления концов
и вида нагрузки значения μ приведены в таблице 30.
Таблица 30
|
Схема закрепления колонны (стойки) и вид
нагрузки
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
μ
|
1,0
|
0,7
|
0,5
|
2,0
|
1,0
|
2,0
|
0,725
|
1,12
|
Коэффициенты расчетной длины колонн
(стоек) постоянного сечения с упругим закреплением концов следует определять по
формулам, приведенным в своде правил по проектированию стальных конструкций.
10.3.4 Коэффициенты расчетной длины μ колонн
постоянного сечения в плоскости свободных или несвободных рам при одинаковом
нагружении узлов, расположенных в одном уровне, следует определять по формулам
таблицы 31. В свободных рамах при
жестком креплении оснований колонн (0,03 ≤ р ≤ 50) и
шарнирном креплении ригелей к верхним концам колонн в формулах (142) и (143)
следует принимать n = 0.
Таблица
31
|
Схема рамы
|
Параметры
|
Коэффициент расчетной длины
|
|
|
p
|
n
|
|
|
Свободные рамы
|
|
|
|
p = 0
|
|
|
(141)
|
|
|
|
|
|
k ≥ 2
|
|
|
|
p = ∞
|
|
|
(142)
|
|
|
|
|
|
k ≥ 2
|
|
|
|
Верхний этаж
|
|
|
|
|
|
|
При n ≤ 0,2
|
|
|
|
Средний этаж
|
|
(143)
|
|
|
|
|
|
|
Нижний этаж
|
при n > 0,2
|
|
|
|
|
|
|
(144)
|
|
|
|
Частные случаи
|
|
|
|
p = 0
|
от 0,03 до 0,2
|
|
|
св. 0,2
|
|
|
|
0,03 ≤ p ≤ 50
|
∞
|
|
|
|
|
|
|
p = ∞
|
от 0,03 до 0,2
|
|
|
|
св. 0,2
|
|
|
|
Несвободные рамы
|
|
|
|
Верхний этаж
|
|
(145)
|
|
|
0,5(p1
+ p2)
|
n1 + n2
|
|
|
Средний этаж
|
|
|
0,5(p1 + p2)
|
0,5(n1 + n2)
|
|
|
Нижний этаж
|
|
|
(p1 + p2)
|
0,5(n1 + n2)
|
|
|
|
Частные случаи
|
|
|
|
p = 0
|
|
|
|
|
p = ∞
|
|
|
|
|
Обозначения,
принятые в таблице 31:
Is1, Is2 и Ii1, Ii2 -
моменты инерции сечения ригелей, примыкающих соответственно к верхнему и
нижнему концу проверяемой колонны;
Ic, lc -
соответственно момент инерции сечения и длина проверяемой колонны;
l, l1, l2 - пролеты рамы;
k - число
пролетов;
Примечание - Для крайней колонны свободной многопролетной рамы
коэффициент μ следует определять при значениях p
и n как для колонн однопролетной рамы.
|
|
|
|
|
|
|
|
|
10.3.5 При отношении H/B ≥
6 (где H - полная высота свободной многоэтажной
рамы, В - ширина рамы) должна быть проверена общая устойчивость рамы в
целом как составного стержня, защемленного в основании и свободного вверху.
10.3.6 При неравномерном
нагружении верхних узлов колонн в свободной одноэтажной раме и наличии жесткого
диска покрытия или продольных связей по верху всех колонн коэффициент расчетной
длины μef наиболее
нагруженной колонны в плоскости рамы следует определять по формуле
|
|
(146)
|
где μ - коэффициент
расчетной длины проверяемой колонны, вычисленный по формулам (141) и (142);
Ic, Nc - момент инерции
сечения и усилие в наиболее нагруженной колонне рассматриваемой рамы,
соответственно;
∑Ni, ∑Ii
- сумма расчетных усилий и моментов инерции сечений всех колонн рассматриваемой
рамы и четырех соседних рам (по две с каждой стороны) соответственно; все
усилия следует определять при том же сочетании нагрузок, которое вызывает
усилие Nc в проверяемой колонне.
10.3.7 Коэффициенты расчетной длины μ отдельных
участков ступенчатых колонн в плоскости рамы следует определять согласно
приложению И или на основе расчетной схемы, учитывающей фактические условия
закрепления концов колонн с учетом 10.3.1
и 10.3.2.
При определении коэффициентов расчётной дайны μ
для ступенчатых колонн рам одноэтажных производственных зданий не учитывается
влияние степени загружения и жесткости соседних колонн; для многопролетных рам
(с числом пролетов два и более) при наличии жесткого диска покрытия или
продольных связей, связывающих поверху все колонны и обеспечивающих
пространственную работу сооружения, расчетные длины колонн следует определять
как для стоек, неподвижно закрепленных на уровне ригелей.
10.3.8 Коэффициенты расчётной
длины μ, определённые для колонн свободных одноэтажных (при
отсутствии жёсткого диска покрытия) и многоэтажных рам, следует уменьшать
умножением на коэффициент ѱ, определяемый по формуле
|
ѱ = 1 - α[1 - (ω/5)2]5/4,
|
(147)
|
где α =
0,65 - 0,9β + 0,25β2;
Здесь обозначено:
β
= 1 - М1/М ≤ 0,2; m
= MA/(NWc);
- условная
гибкость колонны, вычисленная с учётом требований 7.3.2 и 7.3.3.
Расчётные значения продольной силы N и изгибающего
момента М в рассчитываемой свободной раме следует определять согласно 9.2.3.
Значение изгибающего момента М1 следует
определять для того же сочетания нагрузок в том же сечении колонны, где
действует момент М, рассматривая раму в данном расчётном случае как
несвободную.
10.3.9 Расчётные длины колонн в направлении вдоль здания (из
плоскости рамы) следует принимать равными расстояниям между закрепленными от
смещения из плоскости рамы точками (опорами колонн, подкрановых балок и
подстропильных ферм, узлами крепления связей и ригелей и т.п.) или определять
на основе расчетной схемы, учитывающей фактические условия закрепления концов
колонн.
10.3.10 Расчётную длину ветвей
плоских опор транспортерных галерей следует принимать равной:
в продольном направлении галереи - высоте опоры (от низа
базы до оси нижнего пояса фермы или балки), умноженной на коэффициент μ,
определяемый как для стоек постоянного сечения в зависимости от условий
закрепления их концов;
в поперечном направлении (в плоскости опоры) - расстоянию
между центрами узлов; при этом должна быть проверена общая устойчивость опоры в
целом как составного стержня, защемленного в основании и свободного вверху.
10.3.11 Определение расчётных длин колонн (стоек), в т.ч.
сжатых элементов пространственных решетчатых конструкций, с использованием
сертифицированных программных вычислительных комплексов выполняется в
предположении упругой работы стали по недеформированной схеме.
10.4 Предельные гибкости элементов
10.4.1 Гибкости элементов λ = lеf/i не должны превышать предельных
значений λu, приведенных
в таблице 32 для сжатых элементов и в таблице 33 - для растянутых.
10.4.2 Для элементов конструкций, которые согласно
приложению В относятся к группе 4 в зданиях и сооружениях всех классов по ГОСТ
27751, значение предельной гибкости повышается на 10 %.
Таблица 32
|
Элементы конструкций
|
Предельная
гибкость сжатых элементов λu
|
|
1 Пояса, опорные раскосы и стойки,
передающие опорные реакции:
|
|
|
а) плоских ферм, структурных конструкций и пространственных конструкций из труб
или парных уголков высотой до
50 м
|
180 - 60α
|
|
б) пространственных конструкций из одиночных уголков, а также пространственных
конструкций из труб и парных уголков
высотой св. 50 м
|
120
|
|
2 Элементы, кроме указанных в позициях
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 - 60α
|
|
3 Верхние пояса ферм, не закрепленные в процессе монтажа (предельную
гибкость после завершения
монтажа следует принимать по позиции 1)
|
220
|
|
4 Основные колонны
|
180 - 60α
|
|
5 Второстепенные колонны (стойки
фахверка, фонарей и т.п.), элементы решетки колонн, элементы вертикальных
связей между колоннами (ниже балок крановых путей), балки и прогоны, с учетом
работы на сжатие
|
210 - 60α
|
|
6 Элементы связей, кроме указанных в позиции 5, а также стержни, служащие
для уменьшения расчётной длины
сжатых стержней, и другие
ненагруженные элементы, кроме указанных в позиции 7
|
200
|
|
7 Сжатые и
ненагруженные элементы
пространственных конструкций таврового и крестового сечений, подверженные
воздействию ветровых нагрузок, при проверке гибкости в вертикальной
плоскости
|
150
|
|
Обозначение, принятое в таблице 32:
 - коэффициент, принимаемый
не менее 0,5 (в соответствующих случаях вместо φ следует
принимать φe).
|
(Измененная
редакция. Изм.
№ 2)
Таблица 33
|
Элементы конструкций
|
Предельная
гибкость растянутых элементов λu при воздействии 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 конструкций
|
250
|
400
|
250
|
|
2 Элементы ферм и структурных
конструкций, кроме указанных в позиции 1
|
350
|
400
|
300
|
|
3 Нижние пояса балок и ферм крановых
путей
|
-
|
-
|
150
|
|
4 Элементы вертикальных связей между
колоннами (ниже балок крановых путей)
|
300
|
300
|
200
|
|
5 Прочие элементы связей
|
400
|
400
|
300
|
|
6 Пояса и опорные раскосы стоек и
траверс, тяги траверс опор линий электропередачи, открытых распределительных
устройств и контактных сетей транспорта
|
250
|
-
|
-
|
|
7 Элементы опор линий электропередачи,
открытых распределительных устройств и контактных сетей транспорта, кроме
указанных в позициях 6 и 8
|
350
|
-
|
-
|
|
8 Элементы пространственных конструкций
таврового и крестового сечений (а в тягах траверс опор линий электропередачи
и из одиночных уголков), подверженных воздействию ветровых нагрузок, при
проверке гибкости в вертикальной плоскости
|
150
|
-
|
-
|
|
Примечания
1 В конструкциях, не
подвергающихся динамическим воздействиям, гибкость растянутых элементов
следует проверять только в вертикальных плоскостях.
2 Для элементов связей (позиция
5), у которых прогиб под действием собственного веса не превышает I/150,
при воздействии на конструкцию статических нагрузок принимают λu = 500.
3 Гибкость растянутых
элементов, подвергнутых предварительному напряжению (тяжи с талрепами), не ограничивается.
4 Значения предельных
гибкостей следует принимать при кранах групп режимов работы 7К (в цехах
металлургических производств) и 8К в соответствии с СП 20.13330.
5 Для нижних поясов балок и
ферм крановых путей при кранах групп режимов работы 1К - 6К принимают λu = 200.
6
К динамическим нагрузкам, приложенным непосредственно к конструкции,
относятся нагрузки, принимаемые в расчетах на усталость или с учётом коэффициентов
динамичности по СП 20.13330.
|
11 Расчет листовых конструкций
11.1.1 Расчёт
на прочность листовых конструкций (оболочек вращения), находящихся в
безмоментном напряженном состоянии, следует выполнять по формуле
|
|
(148)
|
где σx и σy - нормальные напряжения
по двум взаимно перпендикулярным направлениям;
γс - коэффициент условий работы
конструкций, назначаемый в соответствии с требованиями СП 43.13330.
При этом абсолютные значения главных напряжений должны быть
не более значений расчётных сопротивлений, умноженных на γс.
11.1.2 Напряжения
в безмоментных тонкостенных оболочках вращения (рисунок 16), находящихся под давлением жидкости, газа или
сыпучего материала, следует определять по формулам:
|
|
(149)
|
|
σ2 = (p/t - σ1/r1)r2,
|
(150)
|
где σ1 и σ2
- соответственно меридиональное и кольцевое напряжения;
F - проекция на ось z-z оболочки
полного расчётного давления, действующего на часть оболочки abc (см.
рисунок 16);
r и β - радиус и
угол, показанные на рисунке 16;
t - толщина оболочки;
р - расчётное давление на поверхность оболочки;
r1, r2 - радиусы кривизны в главных направлениях
срединной поверхности оболочки.
Рисунок 16 - Схема оболочки вращения
11.1.3 Напряжения в замкнутых безмоментных тонкостенных оболочках
вращения, находящихся под внутренним равномерным давлением, следует определять
по формулам:
для цилиндрических оболочек
|
σ1 = pr/(2t); σ2 =
pr/t;
|
(151)
|
для сферических оболочек
для конических оболочек
|
|
(153)
|
где p
- расчётное внутреннее давление на единицу поверхности оболочки;
r -
радиус срединной поверхности оболочки (рисунок 17);
β - угол между образующей конуса и его осью z-z
(см. рисунок 17).
Рисунок 17 - Схема конической оболочки вращения
11.1.4 При проверке прочности оболочек
в местах изменения их формы или толщины, а также изменения нагрузки следует учитывать
местные напряжения (краевой эффект),
11.1.5 Напряжения и усилия в оболочках любой конфигурации
следует выполнять в соответствии с требованиями 11.1.2 - 11.1.4,
а также с использованием сертифицированных программных комплексов при расчетах
по пространственной расчетной схеме.
11.2.1 Расчёт
на устойчивость замкнутых круговых цилиндрических оболочек вращения, равномерно
сжатых параллельно образующим, следует выполнять по формуле
|
|
(154)
|
где σ1 -
расчётное напряжение в оболочке;
σcr,1
- критическое напряжение, равное меньшему из значений ѱRy
или cEt/r (здесь r - радиус срединной поверхности
оболочки; t - толщина оболочки) при r/t ≤ 300; при r/t >
300 σcr,1 = cEt/r.
Значения коэффициентов ѱ
при 0 < r/t ≤ 300 следует определять по формуле
|
ѱ = 0,97 - (0,00025 + 0,95Ry/E)r/t.
|
(155)
|
Значения коэффициента с
следует определять по таблице 34.
Таблица 34
|
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 касательный
напряжениях в месте наибольшего момента, не превышающих значения 0,07E(t/r)3/2,
напряжение σcr,1
должно быть увеличено в (1,1 - 0,1σ′1/σ1)
раза, где σ′1 - наименьшее напряжение
(растягивающие напряжения считать отрицательными).
11.2.2 В
трубах, рассчитываемых как сжатые или внецентренно сжатые стержни при условной
гибкости 
, должно быть выполнено условие
|
|
(156)
|
Такие трубы следует рассчитывать на
устойчивость в соответствии с требованиями разделов 7 и 9 независимо от расчета на
устойчивость стенок. Расчёт на устойчивость стенок бесшовных или электросварных
труб не требуется, если значения r/t не
превышают половины значений, определяемых по формуле (156).
11.2.3 Цилиндрическая панель, опертая по двум образующим и
двум дугам направляющей, равномерно сжатая вдоль образующих, при b2/(rt) ≤ 20 (где b -
ширина панели, измеренная по дуге направляющей) должна быть рассчитана на
устойчивость как пластинка по формулам:
при расчётом напряжении σ
≤ 0,8Ry
|
|
(157)
|
при расчётом напряжении σ = Ry
|
|
(158)
|
При 0,8Ry < σ
< Ry наибольшее отношение b/t следует
определять линейной интерполяцией.
Если b2/(rt) > 20, то панель следует рассчитывать на
устойчивость как оболочку согласно требованиям 11.2.1.
11.2.4 Расчёт
на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения, при
действии внешнего равномерного давления р, нормального к боковой
поверхности, следует выполнять по формуле
где σ2
= pr/t - расчётное кольцевое напряжение в
оболочке;
σcr,2
- критическое напряжение, определяемое по формулам:
при 0,5 ≤ l/r ≤
10
|
σcr,2 = 0,55E(r/l)(t/r)3/2;
|
(160)
|
при l/r ≥ 20
|
σcr,2 = 0,17E(t/r)2;
|
(161)
|
при 10 < l/r < 20 напряжение σcr,2 следует определять линейной
интерполяцией.
Здесь l - длина
цилиндрической оболочки.
Та же оболочка, но укрепленная кольцевыми рёбрами,
расположенными с шагом s ≥
0,5r между осями, должна быть рассчитана на
устойчивость по формулам (159) - (161) с подстановкой в них значения s
вместо l.
В этом случае должно быть удовлетворено условие устойчивости
ребра в своей плоскости как сжатого стержня согласно требованиям 7.1.3 при N = prs и
расчётной длине стержня lef = 1,8r; при этом в сечение ребра следует включать участки
оболочки шириной 65
с каждой стороны от оси ребра, а
условная гибкость стержня 
не должна превышать 6,5.
При одностороннем ребре жесткости его момент инерции следует
вычислять относительно оси, совпадающей с ближайшей поверхностью оболочки.
11.2.5 Расчёт на устойчивость
замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения, подверженной одновременному
действию нагрузок, указанных в 11.2.1
и 11.2.4, следует выполнять по
формуле
|
(σ1/σcr,1 + σ2/σcr,2)/γc ≤ 1,
|
(162)
|
где σcr,1 должно быть вычислено согласно
требованиям 11.2.1 и σcr,2 - согласно требованиям 11.2.4.
11.2.6 Расчёт
на устойчивость конической оболочки вращения с углом конусности β ≤
60°, сжатой силой N вдоль оси (рисунок 18), следует выполнять по формуле
где Ncr -
критическая сила, определяемая по формуле
|
Ncr = 6,28tσcr,1rmcos2β,
|
(164)
|
здесь t - толщина оболочки;
σcr,1 - значение напряжения, вычисленное
согласно требованиям 11.2.1 с
заменой радиуса r радиусом rm,
равным
|
rm = (0,9r2 + 0,1r1)/cosβ.
|
(165)
|
11.2.7 Расчёт на устойчивость конической
оболочки вращения при действии внешнего равномерного давления р,
нормального к боковой поверхности, следует выполнять по формуле
здесь σ2
= рrm/t - расчётное кольцевое напряжение в оболочке;
σcr,2 - критическое напряжение,
определяемое по формуле
|
σcr,2 = 0,55E(rm/h)(t/rm)3/2,
|
(167)
|
где rm
- радиус, определяемый по формуле (165);
h - высота конической оболочки (между основаниями).
Рисунок
18 - Схема конической оболочки вращения под действием
продольного усилия сжатия
11.2.8 Расчёт на устойчивость
конической оболочки вращения, подверженной одновременному действию нагрузок,
указанных в 11.2.6 и 11.2.7, следует выполнять по формуле
|
(N/Ncr + σ2/σcr,2)/γc ≤ 1,
|
(168)
|
где значения Ncr
и σcr,2
следует вычислять по формулам (164) и (167).
11.2.9 Расчёт на устойчивость
полной сферической оболочки (или ее сегмента) при r/t ≤ 750 и действии внешнего
равномерного давления р, нормального к ее поверхности, следует выполнять
по формуле
где σ =
pr/(2t) -
расчётное напряжение;
σcr = 0,1Et/r - критическое напряжение, принимаемое равным не более Ry,
здесь r -
радиус срединной поверхности сферы.
12.1.1 При проектировании стальных
конструкций и их элементов (балки крановых путей, балки рабочих площадок,
элементы конструкций бункерных и разгрузочных эстакад, конструкции под
двигатели и др.), непосредственно воспринимающих многократно действующие подвижные,
вибрационные или другого вида нагрузки с количеством циклов нагружений 105
и более, приводящие к явлению усталости, следует применять такие конструктивные
решения, которые не вызывают значительной концентрации напряжений, и проверять
расчётом на усталость.
Количество циклов нагружений следует принимать по
технологическим требованиям эксплуатации.
Расчёт конструкций на усталость следует производить на
действие нагрузок, устанавливаемых согласно СП 20.13330.
Расчёт на усталость также следует выполнять для конструкций
высоких сооружений (типа мачт, башен и т.п.), которые подвергаются воздействиям
резонансного вихревого возбуждения согласно СП 20.13330.
12.1.2 Расчёт
на усталость следует производить по формуле
|
|
(170)
|
где σmax - наибольшее по абсолютному значению напряжение
в рассчитываемом сечении элемента, вычисленное по сечению нетто без учёта
коэффициента динамичности и коэффициентов φ, φb, φe;
Rv - расчётное сопротивление усталости,
принимаемое по таблице 35 в зависимости
от временного сопротивления стали Run
и групп элементов и соединений конструкций, приведенных в таблице К.1
(приложение К);
α - коэффициент, учитывающий число циклов
нагружений n,
при n ≥
3,9·106 принимаемый равным α = 0,77;
при n <
3,9·106 вычисляемый по формулам:
для групп
элементов 1 и 2
|
α
= 0,064(n/106)2 - 0,5(n/106) + 1,75;
|
(171)
|
для групп элементов 3 - 8
|
α
= 0,07(n/106)2
- 0,64(n/106)
+ 2,2;
|
(172)
|
γv - коэффициент,
определяемый по таблице 36 в
зависимости от напряженного состояния и коэффициента асимметрии напряжений ρ
= σmin/σmax (здесь σmin - наименьшее
по абсолютному значению напряжение в рассчитываемом сечении элемента,
вычисляемое так же и при том же загружении, как и σmax). При разнозначных напряжениях σmax и σmin значение
коэффициента ρ следует принимать со знаком «минус».
При расчёте но формуле (170)
должно быть выполнено условие αRvγv ≤ Ruγu.
Таблица
35
|
Группа элементов
|
Значение
Rv при нормативном значении временного сопротивления стали Run, Н/мм2
|
|
до
420
|
св. 420 до 440
|
св. 440 до 520
|
св. 520 до 580
|
св. 580 до 675
|
|
1
|
120
|
128
|
132
|
136
|
145
|
|
2
|
100
|
106
|
108
|
110
|
116
|
|
3
|
Для
всех марок стали
|
90
|
|
|
4
|
То
же
|
75
|
|
|
5
|
«
|
60
|
|
|
6
|
«
|
45
|
|
|
7
|
«
|
36
|
|
|
8
|
«
|
27
|
|
12.1.3 Стальные
конструкции и их элементы, непосредственно воспринимающие нагрузки с
количеством циклов нагружений менее 105, следует проектировать с
применением таких конструктивных решений, которые не вызывают значительной
концентрации напряжений. В других случаях стальные конструкции и их элементы
следует проверять расчетом на малоцикловую усталость по правилам
проектирования.
Таблица
36
|
Напряжённое состояние (для
σmax)
|
Коэффициент
асимметрии напряжений ρ
|
Формулы
для вычисления коэффициента γv
|
|
Растяжение
|
-1
≤ ρ ≤ 0
|
2,5
1,5 - ρ
|
|
0< ρ ≤ 0,8
|
2,0
1,2 - ρ
|
|
0,8
< ρ < 1
|
1,0
1 - ρ
|
|
Сжатие
|
-1
≤ ρ < 1
|
2,0
1 - ρ
|
Расчёт на усталость балок
крановых путей следует выполнять согласно требованиям 12.1.1 и 12.1.2
на действие крановых нагрузок, определяемых согласно СП 20.13330. При этом
следует принимать α = 0,77 при кранах групп режимов работы 7К (в
цехах металлургических производств) и 8К и α = 1,1 - в остальных
случаях. Расчет на усталость верхней зоны стенок составных балок крановых путей
под действием крановых нагрузок, определяемых согласно СП 20.13330, следует
выполнять по формуле
|
|
(173)
|
где Rv -
расчётное сопротивление усталости, принимаемое для всех марок сталей, равным
для балок со сварными и фрикционными поясными соединениями соответственно:
для сжатой верхней зоны стенки (сечения в пролёте балки)
Rv = 75 Н/мм2 и 96 Н/мм2;
для растянутой верхней зоны стенки (опорные сечения
неразрезных балок)
Rv = 65 Н/мм2 и 89 Н/мм2.
Значения напряжений в формуле (173) следует определять по формулам (67).
(Измененная редакция. Изм. № 1)
13 Проектирование стальных
конструкций с учетом предотвращения хрупкого разрушения
13.1 При проектировании стальных конструкций следует
исключать возможность хрупкого разрушения, возникающую вследствие
неблагоприятного влияния сочетания следующих факторов:
пониженной температуры, при которой сталь в зависимости от
ее химического состава, структуры и толщины проката переходит в хрупкое
состояние;
действия подвижных, динамических и вибрационных нагрузок;
высоких местных напряжений, вызванных воздействием
сосредоточенных нагрузок или деформаций деталей соединения, а также сварочных и
остаточных напряжений;
концентраторов напряжений, ориентированных поперек
направления действия растягивающих напряжений.
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
13.2 Для предотвращения хрупкого разрушения конструкций
следует:
выбирать сталь согласно требованиям 5.2 и таблице В.1
(приложение В);
избегать расположения сварных швов в зонах действия
растягивающих напряжений, превышающих 0,4Ry;
принимать меры по снижению неблагоприятного влияния
концентрации напряжений и наклепа, вызванных конструктивным решением или
возникающих при различных технологических операциях (правка, гибка, гильотинная
резка, продавливание отверстий и т.п.);
избегать пересечений сварных швов;
применять выводные планки и неразрушающие методы контроля
качества швов - для сварных соединений;
учитывать, что конструкции со сплошной стенкой имеют меньше
концентраторов напряжений, чем решётчатые;
не доводить фланговые швы до оси стыка не менее чем на 25 мм
с каждой стороны - в стыках элементов, перекрываемых накладками;
при гильотинной резке кромок и продавливании отверстий применять
наименьшие толщины элементов сечения;
крепить фасонки связей, вспомогательных и других
второстепенных элементов к растянутым элементам конструкций на болтах.
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
13.3 При применении в сварных соединениях проката толщиной s ≥ 25 мм из сталей выше
С355 в тавровых и угловых соединениях, а также у сварных швов с полным проплавлением,
один из элементов в которых испытывает растягивающие напряжения по толщине
листа, и остального проката толщиной более 40 мм возникает риск появления
слоистого разрушения (дефекта в прокате, образующегося под действием сварки, в
виде слоистых трещин, параллельных плоскости проката). Такой дефект
обнаруживается при ультразвуковом контроле качества швов.
Возникновение слоистого разрушения существенно зависит от
формы соединений и расположения сварных швов, от размера шва, толщины
свариваемых элементов, степени жесткости соединения и технологии сварки, а
также от категории сплошности проката по ГОСТ
27772, ГОСТ
Р 54864, ГОСТ
Р 57837, ГОСТ
Р 58064.
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
13.4 Склонность проката к слоистым
разрушениям следует определять при испытаниях на растяжение по значению
относительного сужения ѱz
на образцах, ось которых нормальна поверхности проката.
13.5
Возможность слоистого разрушения исключается соблюдением условия
где Ψzp - суммарный фактор
риска, %;
Ψzн -
нормируемое, %, значение фактора риска для проката в соответствии с действующим
стандартом;
Ψzн =
15, Ψzн = 25, Ψzн = 35 соответственно для групп качества проката
Z15, Z25, Z35. При этом прокат по 13.3 должен удовлетворять: для конструкций
группы 1 по приложению В (для
сооружений класса КС-3 по ГОСТ
27751), а также для фланцевых соединений по 15.9.10 и в случае, когда
усилие нормально к поверхности листа, - требованиям группы качества Z35; для
других конструкций групп 1, 2, 3 по приложению В (для сооружений класса КС-2 по ГОСТ
27751) - требованиям группы качества Z25; для конструкций группы 4 по
приложению В (для сооружений класса КС-1 по ГОСТ
27751) - требованиям группы качества Z15.
Расчетное значение ψzp следует определять по формуле
|
ψzp = ψzф + ψzт + ψzш + ψzж + ψzс,
|
(174)
|
где ψzф - форма соединения и расположение
сварных швов;
ψzт
- толщина свариваемого проката;
ψzш
- катет шва;
ψzж
- степень жесткости соединения;
ψzс
- влияние технологии сварки (суммарный фактор от числа проходов,
последовательности наложения швов и подогрева).
Значения ψzф,
ψzт, ψzш, ψzж, ψzс представлены в таблице 37.
Расчетное значение может быть уменьшено на 50 % в случае
работы материала на статическое сжатие по толщине и увеличено на 10 % - в
случае действия по толщине динамических или вибрационных нагрузок.
Таблица 37
|
Форма
соединения и расположение сварного шва, ψzф
|
|
Характеристики
сварных соединений
|
Фактор риска,
%
|
|
Соединение без
напряжений в направлении Z
|
|
|
|
ψzф = -25
|
|
Угловое
соединение с симметрично расположенным швом
|
|
|
|
ψzф = -10
|
|
Соединение с
промежуточным наплавленным слоем
|
|
|
|
ψzф = -5
|
|
Обычное
тавровое соединение с угловыми швами
|
|
|
|
ψzф = 0
|
|
Тавровое
соединение с угловыми швами с полным или частичным проваром
|
|
|
|
ψzф = +3
|
|
Соединение с
угловыми швами, расположенными вблизи свободного торца листа
|
|
|
|
ψzф = +5
|
|
Угловые
соединения с полным проваром
|
|
|
|
ψzф = +8
|
|
Толщина
листа, S, мм,
работающего в Z направлении, ψzт
|
ψzт = 0,2S
|
|
Величина
катета углового шва, а, мм, ψzш
|
|
|
|
ψzш = 0,3a
|
|
Степень
жесткости соединения, ψzж
|
|
Низкая - возможна свободная усадка
|
ψzж = 0
|
|
Средняя - частично возможны усадка шва и
деформация конструкции
|
ψzж = + 3
|
|
Высокая - жесткое
закрепление без усадки шва
|
ψzж = + 5
|
|
Технология
сварки, ψzс
|
|
Число проходов
|
Один
|
ψzс = 0
|
|
Несколько
|
ψzс = -2
|
|
Последовательность наложения швов
|
Попеременно с одной и с другой стороны
соединения
|
ψzс = -2
|
|
Вначале с одной, затем с другой стороны
соединения
|
ψzс = 0
|
|
Подогрев
|
Без подогрева
|
ψzс = 0
|
|
С подогревом
|
ψzс = -8
|
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
14 Проектирование соединений
стальных конструкций
14.1 Сварные соединения
14.1.1 При проектировании стальных конструкций со сварными
соединениями следует:
назначать размеры сварных швов с учётом требований 14.1.2, 14.1.4 - 14.1.6,
а также применять минимально необходимое число расчетных и конструктивных
сварных швов;
обеспечивать свободный доступ к местам выполнения сварных
соединений с учётом выбранного вида и технологии сварки.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
14.1.2 Основные типы, конструктивные
элементы и размеры сварных соединений следует принимать по действующим НД.
14.1.3 При выборе электродов, сварочной проволоки и флюсов
следует учитывать группы конструкций и расчётные температуры, указанные в
приложениях В и Г.
14.1.4 При проектировании сварных
соединений следует исключать возможность хрупкого разрушения конструкций
согласно требованиям раздела 13.
14.1.5 При проектировании тавровых и угловых сварных
соединений элементов стальных конструкций с растягивающими напряжениями в
направлении толщины проката для исключения возможности слоистого разрушения
металла под сварным швом следует:
применять стали для конструкций группы 1 согласно приложению
В с гарантированными
механическими свойствами в направлений толщины проката в соответствии с 13.5;
применять сварочные материалы с пониженной прочностью и
повышенной пластичностью; технологические приемы сварки, направленные на
снижение остаточных сварочных напряжений;
отказаться от применения одностороннего углового шва и
перейти к двустороннему;
заменять угловые соединения тавровыми и обеспечивать в них
отношение ширины свеса к толщине элементов не менее 1;
применять разделки кромок, обеспечивающие снижение объема
наплавленного металла.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
14.1.6 Сварные стыковые соединения
листовых деталей следует проектировать прямыми с полным проваром и с
применением выводных планок.
В монтажных условиях применяется односторонняя сварка с
подваркой корня и сварка на остающейся стальной подкладке.
14.1.7 Размеры сварных угловых швов и
конструкция соединения должны удовлетворять следующим требованиям:
а) катет углового шва kf
не должен превышать 1,2t, где t -
наименьшая из толщин свариваемых элементов;
катет шва, наложенного на закругленную кромку фасонного
проката толщиной t, не должен превышать 0,9t;
б) катет углового шва kf
должен удовлетворять требованиям расчета и быть не меньше указанного в таблице 38 при обеспечении глубины провара в
тавровом двустороннем, а также в нахлёсточном и угловом соединениях, при
обеспечении мероприятий, гарантирующих отсутствие дефектов, в том числе
технологических трещин, катет шва (от 5 мм и более) принимается меньше
указанного в таблице 38, но не менее 4 мм;
Таблица
38
|
Тип
соединения
|
Вид
сварки
|
Минимальный
катет шва kf, мм, при
толщине более толстого из свариваемых элементов Т*, мм
|
|
4
- 5
|
6
- 10
|
11
- 16
|
17
- 22
|
23
- 32
|
33
- 40
|
|
Тавровое с двусторонними угловыми швами;
нахлесточное и угловое
|
Ручная дуговая, автоматическая и
механизированная
|
3
|
4
|
6
|
10
|
12
|
16
|
|
Угловое и тавровое с односторонними
угловыми швами
|
3
|
5
|
8
|
12
|
16
|
22
|
|
____________
* При условии t ≥ 0,6Т, где t
- толщина более тонкого из свариваемых элементов.
Примечания
1 В конструкциях из стали с
пределом текучести свыше 590 Н/мм2 минимальный катет швов следует
принимать по технологическим регламентам на изготовление.
2 Для всех сталей при
толщине элементов более 40 мм минимальный катет сварного шва kf
следует принимать по расчету.
3
При толщине более тонкого из свариваемых элементов t ≤ 0,67,
минимальный катет сварного шва kf следует принимать по
расчету, но не более 1,2t.
|
в) расчетная длина углового шва
должна быть не менее 4kf и не менее 40 мм;
г) расчетная длина флангового шва должна быть не более 85βfkf, за исключением швов, в которых усилие
действует на всем протяжении шва (здесь βf -
коэффициент, принимаемый по таблице 39);
д) размер нахлестки должен быть не менее пяти толщин
наиболее тонкого из свариваемых элементов;
е) соотношение размеров катетов угловых швов следует
принимать 1:1; при разных толщинах свариваемых элементов принимают швы с
неравными катетами; при этом катеты, примыкающие к более тонкому или более
толстому элементу, должны удовлетворять требованиям 14.1.7 а) или б) соответственно;
ж) угловые швы следует выполнять с плавным переходом к
основному металлу; в конструкциях, возводимых в районах с расчётными
температурами ниже минус 45 °С, а также в случаях, когда плавный переход
обеспечивает повышение расчётного сопротивления усталости сварных соединений.
Таблица 39
|
Вид
сварки при диаметре сварочной
проволоки сплошного сечения d, мм
|
Положение
шва
|
Коэффициент
|
Значение
коэффициентов βf и βz при нормальных режимах сварки и катетах швов, мм
|
|
3 - 8
|
9 - 12
|
14 - 16
|
св.
16
|
|
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 механизированная 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 и механизированная
при d < 1,4 или порошковой проволокой
|
В лодочку
|
βf
|
0,7
|
|
Нижнее, горизонтальное, вертикальное,
потолочное
|
βz
|
1,0
|
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
14.1.8 Для угловых швов, размеры которых установлены в
соответствии с расчетом, следует применять сварочные материалы, удовлетворяющие
условиям:
Rwf > Rwz - при
механизированной сварке;
1,1Rwz ≤ Rwf ≤
Rwzβz/βf - при ручной
сварке;
Rwz < Rwf < Rwzβz/βf
- при автоматизированной сварке.
(βf и βz -
коэффициенты, зависящие от технологии сварки и катета шва и определяемые по
таблице 39).
(Измененная редакция. Изм. № 2)
14.1.9 Односторонние угловые швы в
тавровых соединениях элементов следует применять в конструкциях нормального и
пониженного уровня ответственности по классификации ГОСТ
27751, эксплуатируемых в неагрессивной или слабоагрессивной среде
(классификация по СП
28.13330) в отапливаемых помещениях:
для прикрепления промежуточных рёбер жёсткости и диафрагм;
для поясных швов сварных двутавров - в конструкциях групп 2
и 3 (кроме балок с условной гибкостью стенки 
) при толщине стенки tw в колоннах и
стойках до 12 мм и в балках до 10 мм; при этом следует выполнять требования 15.3.3 и 15.5.5;
для всех конструктивных элементов - в конструкциях группы 4.
Односторонние угловые швы не следует применять в
конструкциях зданий и сооружений:
класса КС-3 (ГОСТ
27751);
возводимых в районах с сейсмичностью 8 баллов и выше;
в районах с расчетной температурой ниже минус 45 °С;
в конструкциях групп 1, 2, 3 в зданиях с кранами режимов
работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по классификации СП 20.13330;
в балках и ригелях рамных конструкций, рассчитываемых
согласно требованиям 8.2.3, 8.2.6 и 8.2.7.
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
14.1.10 Прерывистые угловые сварные
швы при статической нагрузке и избыточной несущей способности непрерывного шва
минимального размера следует применять: для соединений в конструкциях группы 4;
в реконструируемых конструкциях группы 3 во всех районах (кроме имеющих
расчётную температуру ниже минус 45 °С); эксплуатируемых в неагрессивных или
слабоагрессивных средах.
Размеры сварного шва должны соответствовать требованиям 14.1.7.
Расстояние s между участками сварных швов (рисунок 19
) не должно превышать одного из значений; 200 мм, 12tmin
в сжатом элементе (tmin - толщина
самого тонкого из соединяемых элементов), 16tmin
в растянутом элементе. В конструкциях группы 4 расстояние s увеличивают
на 50 %.
а - в нахлесточном соединении; б - в тавровом
соединении
Рисунок 19 - Схема прерывистых угловых сварных швов
При наложении прерывистого шва следует предусматривать шов
по концам соединяемых частей элементов; длина lw1
этого шва в элементах составного сечения из пластин должна быть не менее 0,75b, где b - ширина более
узкой из соединяемых пластин.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
14.1.11 Угловые сварные швы, расположенные по периметру
отверстий или прорезей, следует применять в нахлёстанных соединениях в случаях,
предусмотренных 14.1.10, для
передачи усилий в плоскости нахлёстки, предотвращения потери устойчивости
элементов нахлёстки или конструктивных соединений элементов.
14.1.12 Пробочные швы, заполняющие наплавленным металлом всю
площадь круглых или щелевых отверстий, следует применять в нахлёсточных
соединениях в случаях, предусмотренных 14.1.10,
только для предотвращения потери устойчивости элементов нахлёстки или для
конструктивных соединений элементов.
Толщина пробочного шва должна быть; не менее толщины t
просверлённого или прорезанного элемента, но не более 16 мм; не менее 0,1 длины
прорези или значений 0,45d или 0,45b (где
d и b - диаметр отверстия и ширина
прорези, равные d ≥ t + 8 мм и b ≥
t + 8 мм).
Расстояние между центрами отверстий или продольными осями
прорезей должно быть не менее 4d или 4b.
14.1.13 Комбинированные соединения, в которых часть
сдвигающего усилия воспринимается фрикционным соединением, а часть - сварными
швами, применяют при условии, что сварка выполнена после затяжки болтов на
расчетное усилие и с последующей их дотяжкой при необходимости.
Распределение усилия между фрикционными и сварными
соединениями следует принимать пропорционально их несущим способностям.
Применение в комбинированных соединениях болтов без контролируемого натяжения,
а также использование срезных соединений, не допускается.
14.1.14 Расчёт сварных стыковых
соединений при действии осевой силы N, проходящей через центр тяжести
соединения, следует выполнять по формуле
где t
- наименьшая из толщин соединяемых элементов;
lw - расчётная
длина сварного шва, равная полной его длине, уменьшенной на 2t, или полной его длине, если концы шва выведены за
пределы стыка.
При расчёте сварных стыковых соединений элементов из стали с
отношением Ru/γu > Ry, эксплуатация которых возможна и после
достижения металлом предела текучести, а также из стали с пределом текучести Ryn > 440 Н/мм2 в формуле (175) вместо Rwy следует принимать Rwu/γu.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
14.1.15 Сварные стыковые
соединения, выполненные в отсутствие сплошного контроля качества неразрушающими
методами, при одновременном действии в одном и том же сечении шва нормальных σwx и σwy
и касательных τwxy
напряжений следует проверять по формуле (44),
принимая в ней
|
σx = σwx, σy = σwy,
τxy =
τwxy, Ry
= Rwy.
|
|
14.1.16 Расчёт сварного соединения с угловыми швами, при
действии силы N, проходящей через центр тяжести соединения, следует
выполнять на срез (условный) по одному из двух сечений (рисунок 20) по
формулам:
|
|
(176)
|
|
|
(177)
|
где lw
- расчётная длина швов в сварном соединении, равная суммарной длине всех его
участков за вычетом по 1 см на каждом непрерывном участке шва;
βf, βz - коэффициенты,
принимаемые по таблице 39.
1 - по металлу шва; 2 - по металлу границы сплавления
Рисунок 20 - Схема расчетных сечений сварного
соединения с угловым швом
14.1.17 Расчет сварных соединений с угловыми швами при
действии момента М в плоскости, перпендикулярной к плоскости
расположения швов, следует выполнять на срез (условный) по одному из двух
сечений (см. рисунок 20) по формулам:
по металлу шва
по металлу границы сплавления
где Wf и Wz
- моменты сопротивления расчётных сечений сварного соединения по металлу шва и
по металлу границы сплавления соответственно.
14.1.18 Расчёт сварного соединения с угловыми швами при
действии момента М в плоскости расположения этих швов следует выполнять
на срез (условный) по одному из двух сечений (см. рисунок 20) по формулам:
по металлу шва
|
|
(180)
|
по металлу границы сплавления
|
|
(181)
|
где x
и у - координаты точки сварного соединения, наиболее удаленной от центра
тяжести О расчётного сечения этого соединения (рисунок 21);
Ifx, Ify
- моменты инерции расчётного сечения сварного соединения по металлу шва
относительно его главных осей х-х и у-у,
соответственно;
Izx, Izy - то же, по металлу границы сплавления.
Рисунок 21 - Расчетная схема сварного соединения
14.1.19 При расчёте сварного
соединения с угловыми швами на одновременное действие продольной N и
поперечной V сил и момента М (см. рисунок 21) должны быть выполнены условия
|
τf/(Rwfγс)
≤ 1 и τz/(Rwzγс) ≤ 1,
|
(182)
|
где τf и τz - напряжения в точке расчётного сечения сварного соединения
по металлу шва и по металлу границы сплавления соответственно, определяемые по
формуле
|
|
(183)
|
14.1.20 При выполнении нахлёсточных
соединений элементов толщиной до 4 мм точечным швом дуговой сварки сквозного
проплавления, несущую способность одной точки следует принимать равной меньшему
из двух предельных значений:
при срезе
при вырыве
где d - диаметр точечного
шва в плоскости соединяемых элементов, принимаемый по действующим НД;
β = 1,1 при сварке элементов равной толщины;
β = 1,9 при сварке элементов с разными
толщинами, отличающимися в 2 и более раза; при меньшем отличии в толщинах
значение β следует принимать по интерполяции;
t - меньшая из толщин свариваемых элементов.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
14.2 Болтовые соединения
14.2.1 Для болтовых соединений элементов стальных
конструкций следует применять болты согласно таблицам Г.3 - Г.7, Г.9 (приложение Г).
(Измененная редакция. Изм. № 2)
14.2.2 Болты следует размещать
согласно требованиям таблицы 40, при
этом в стыках и в узлах - на минимальных расстояниях, а соединительные
конструктивные болты - на максимальных расстояниях.
При прикреплении уголка одной полкой болтами, размещаемыми в
шахматном порядке, отверстие, наиболее удаленное от его конца, следует
размещать на риске, ближайшей к обушку.
14.2.3 Болты класса точности А следует применять для
соединений, в которых отверстия просверлены на проектный диаметр в собранных
элементах, или по кондукторам в отдельных элементах и деталях, или просверлены
или продавлены на меньший диаметр в отдельных деталях с последующей
рассверловкой до проектного диаметра в собранных элементах.
Болты класса точности В в многоболтовых соединениях следует
применять для конструкций из стали с пределом текучести до 375 Н/мм2.
В соединениях, где болты работают преимущественно на
растяжение, следует применять болты класса точности В или высокопрочные.
14.2.4 Болты, имеющие по длине ненарезанной части участки с
различными диаметрами, не следует применять в соединениях, в которых эти болты
работают на срез.
14.2.5 Резьба болта, воспринимающего сдвигающее усилие, в
элементах структурных конструкций, опор линий электропередачи и открытых
распределительных устройств, а также в соединениях при толщине наружного
элемента до 8 мм, должна находиться вне пакета соединяемых элементов; в
остальных случаях резьба болта не должна входить вглубь отверстия более чем на
половину толщины крайнего элемента со стороны гайки или свыше 5 мм.
14.2.6 Установливать шайбы на болты следует по СП 70.13330.
В расчётных соединениях с болтами классов точности А и В (за
исключением крепления вспомогательных конструкций) следует предусматривать меры
против самоотвинчивания гаек. Решения по постановке пружинных шайб, вторых гаек
или других способов закрепления гаек от самоотвинчивания должны быть указаны в
рабочих чертежах стадии КМ.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
14.2.7 На скошенных поверхностях соединяемых деталей и
элементов (внутренние грани полок двутавров и швеллеров) под головки болтов или
гайки следует устанавливать косые шайбы.
14.2.8 Диаметр отверстия для болтов в элементах из проката
должен соответствовать примечанию 1 таблицы 40.
Таблица
40
|
Характеристика
расстояния и предела текучести соединяемых элементов
|
Расстояние
при размещении болтов
|
|
1 Расстояние между центрами отверстий
для болтов в любом направлении:
|
|
|
а) минимальное:
|
|
|
при Ryn ≤ 375 Н/мм2
|
2,5d
|
|
при Ryn > 375 Н/мм2
|
3d
|
|
б) максимальное в крайних рядах при
отсутствии окаймляющих уголков при растяжении и сжатии
|
8d или 12t
|
|
в) максимальное в средних рядах, а также
в крайних рядах при наличии окаймляющих уголков:
|
|
|
при растяжении
|
16d или 24t
|
|
при сжатии
|
12d или 18t
|
|
2 Расстояние от центра отверстия для
болта до края элемента
|
|
|
а) минимальное вдоль усилия:
|
|
|
при Ryn ≤ 375 Н/мм2
|
2d
|
|
при Ryn > 375 Н/мм2
|
2,5d
|
|
б) то же, поперек усилия:
|
|
|
при обрезных кромках
|
1,5d
|
|
при прокатных кромках
|
1,2d
|
|
в) максимальное
|
4d или 8d
|
|
г) минимальное во фрикционном соединении
при любой кромке и любом направлении усилия
|
1,3d
|
|
3 Расстояние минимальное между центрами
отверстий вдоль усилия для болтов, размещаемых в шахматном порядке
|
u
+ 1,5d
|
|
Обозначения, принятые в таблице 40:
d - диаметр отверстия для болта;
t - толщина
наиболее тонкого наружного элемента;
u - расстояние поперек усилия между рядами отверстий.
Примечания
1 Диаметр отверстий следует принимать:
для болтов класса точности А - d = db; для болтов класса точности В в
конструкциях опор ВЛ, ОРУ и КС
- d = db + 1 мм, в остальных случаях - d = db + (1; 2 или 3 мм), где db - диаметр болта.
2 В одноболтовых соединениях элементов
решетки (раскосов и распорок), кроме постоянно работающих на растяжение, при
толщине элементов до 6 мм из стали с пределом текучести до 375
Н/мм2 расстояние от края элемента до центра отверстия вдоль усилия
принимают 1,35d (без допуска при изготовлении элементов
в сторону уменьшения, о чем должно быть указано в проекте).
3 При размещении болтов в шахматном
порядке на расстоянии, не менее указанного в позиции 3, сечение элемента А
следует определять с учетом ослабления его отверстиями, расположенными в
одном сечении поперек усилия (не по зигзагу).
|
14.2.9 Расчётное усилие, которое может
быть воспринято одним болтом, в зависимости от вида напряженного состояния
следует определять по формулам:
при срезе
при смятии
при растяжении
где Rbs, Rbp,
Rbt - расчётные сопротивления одноболтовых соединений;
Ab и Abn - площади сечений
стержня болта брутто и резьбовой части нетто соответственно, принимаемые
согласно таблице Г.9;
ns - число расчётных срезов одного болта;
db - наружный диаметр стержня болта;
∑t - наименьшая суммарная толщина соединяемых
элементов, сминаемых в одном направлении;
γc - коэффициент условий работы,
определяемый по таблице 1;
γb - коэффициент условий работы
болтового соединения, определяемый по таблице 41 и принимаемый не более 1,0.
Таблица
41
|
Характеристика
|
Предел текучести Ryn стали соединяемых элементов, Н/мм2
|
Значения
a/d, s/d
|
Значение коэффициента γb
|
|
болтового соединения
|
напряженного состояния
|
|
Одноболтовое, болт классов точности А, В или высокопрочный
|
Срез
|
-
|
-
|
1,0
|
|
Смятие
|
До
285
|
1,5
≤ a/d ≤ 2
|
0,4a/d + 0,2
|
|
1,35 ≤ a/d < 1,5
|
a/d
- 0,7
|
|
Св.
285 до 375
|
1,5 ≤ a/d ≤ 2
|
0,5a/d
|
|
1,35 ≤ a/d
< 1,5
|
0,67a/d - 0,25
|
|
Св.
375
|
a/d ≥ 2,5
|
1,0
|
|
Многоболтовое, болты класса точности А
|
Срез
|
-
|
-
|
1,0
|
|
Смятие
|
До
285
|
1,5 ≤ a/d ≤ 2
|
0,4a/d + 0,2
|
|
2 ≤ s/d ≤ 2,5
|
0,4s/d
|
|
Св.
285 до 375
|
1,5 ≤ a/d ≤ 2
|
0,5a/d
|
|
2 ≤ s/d ≤ 2,5
|
0,5s/d - 0,25
|
|
Св.
375
|
a/d ≥ 2,5
|
1,0
|
|
s/d ≥ 3
|
|
Обозначения, принятые в таблице 41:
a - расстояние вдоль усилия от края элемента до
центра ближайшего отверстия;
s - расстояние вдоль
усилия между центрами
отверстий;
d - диаметр отверстия для болта.
Примечания
1 Для расчет многоболтового соединения на срез и смятие при болтах классов точности В, а также при высокопрочных болтах без регулируемого
натяжения при всех значениях предела текучести Ryn, стали соединяемых элементов значения коэффициента
γb следует умножать на 0,9.
2 Для расчета многоболтового соединения
на смятие следует принимать
значение γb, меньшее из
вычисленных при принятых значениях d, a, s.
|
14.2.10 При действии на болтовое соединение силы N,
проходящей через центр тяжести соединения, распределение этой силы между
болтами следует принимать равномерным. В этом случае число болтов в соединении
следует определять по формуле
где Nb,min - наименьшее из значений Nbs,
Nbp и Nbt, вычисленное согласно требованиям 14.2.9.
В случаях, когда в стыке расстояние l
между крайними болтами вдоль сдвигающего усилия превышает 16d, значение n в формуле (189)
следует увеличивать путем деления на коэффициент β = 1 - 0,005(l/d - 16), принимаемый равным не менее 0,75. Это
требование не учитывается при действии усилия по всей длине соединения
(например, в поясном соединении балки).
14.2.11 При действии на болтовое
соединение момента, вызывающего сдвиг соединяемых элементов, распределение
усилий на болты следует принимать пропорционально расстояниям от центра тяжести
соединения до рассматриваемого болта.
Усилие в наиболее нагруженном болте Nb,max
не должно превышать меньшего из значений Nbs
или Nbp, вычисленных согласно требованиям 14.2.9.
14.2.12 При одновременном действии на
болтовое соединение силы и момента, действующих в одной плоскости и вызывающих
сдвиг соединяемых элементов, болты следует проверять на равнодействующее
усилие. В наиболее нагруженном болте, оно не должно превышать меньшего из
значений Nbs или Nbp,
вычисленных согласно требованиям 14.2.9.
14.2.13 При одновременном
действии на болтовое соединение усилий, вызывающих срез и растяжение болтов,
наиболее напряженный болт, наряду с проверкой по формуле (188), следует проверять по формуле
|
|
(190)
|
где Ns и Nt - усилия, действующие на
болт, срезывающее и растягивающее соответственно;
Nbs, Nbt - расчетные
усилия, определяемые согласно требованиям 14.2.9.
14.2.14 В креплениях одного элемента к другому через прокладки
или иные промежуточные элементы, а также в элементах с односторонней накладкой
число болтов по сравнению с расчетом следует увеличивать на 10 %.
При креплениях выступающих полок уголков или швеллеров с
помощью коротышей число болтов, прикрепляющих коротыш к этой полке, по
сравнению с результатом расчёта следует увеличивать на 50 %.
14.2.15 Фундаментные (анкерные) болты следует проверять
согласно требованиям СП 43.13330.
14.3 Фрикционные соединения (на болтах
с контролируемым натяжением)
14.3.1 Фрикционные соединения, в которых усилия передаются
через трение, возникающее по соприкасающимся поверхностям соединяемых элементов
вследствие натяжения болтов с контролируемым натяжением, следует применять:
в конструкциях из стали с пределом текучести свыше 375 Н/ мм2
и непосредственно воспринимающих подвижные, вибрационные и другие динамические
нагрузки;
в многоболтовых соединениях, к которым предъявляются повышенные
требования в отношении ограничения деформативности.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
14.3.2 Во фрикционных соединениях следует применять болты,
гайки и шайбы согласно требованиям 5.7.
Болты следует размещать согласно требованиям таблицы 40.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
14.3.3
Расчётное усилие, которое может быть воспринято каждой плоскостью трения
элементов, стянутых одним высокопрочным болтом, следует определять по формуле
где Rbt - расчётное сопротивление растяжению высокопрочного болта,
определяемое согласно требованиям 6.5;
Abn - площадь сечения болта по резьбе, принимаемая согласно
таблице Г.9 (приложение Г);
μ - коэффициент трения, принимаемый по таблице
42;
γh -
коэффициент, принимаемый по таблице 42.
Таблица 42
|
Способ
обработки (очистки) соединяемых поверхностей
|
Коэффициент
трения μ
|
Коэффициент
γh при контроле натяжения болтов по моменту закручивания при разности номинальных
диаметров отверстий и болтов δ, мм, при нагрузке
|
|
динамической
δ = 3 - 6;
|
динамической
δ = 1;
|
|
статической
δ = 5 - 6
|
статической
δ = 1 -
4
|
|
1 Дробемётный или дробеструйный двух
поверхностей без консервации
|
0,58
|
1,35
|
1,12
|
|
2 Газопламенный двух поверхностей без
консервации
|
0,42
|
1,35
|
1,12
|
|
3 Стальными щетками двух поверхностей
без консервации
|
0,35
|
1,35
|
1,17
|
|
4 Вез обработки
|
0,25
|
1,70
|
1,30
|
|
Примечание - При контроле натяжения болтов по углу
поворота гайки значения γh следует умножать на 0,9.
|
(Измененная редакция. Изм. № 2)
14.3.4 При
действии на фрикционное соединение силы N, вызывающей сдвиг соединяемых
элементов и проходящей через центр тяжести соединения, распределение этой силы
между болтами следует принимать равномерным. В этом случае число болтов в
соединении следует определять по формуле
где Qbh -
расчётное усилие, определяемое по формуле (191);
к - число плоскостей трения соединяемых элементов;
γc -
коэффициент условий работы, принимаемый по таблице 1;
γb - коэффициент условий работы фрикционного соединения,
зависящий от числа n болтов, необходимых для
восприятия расчетного усилия, и принимаемый равным:
0,8 при n
< 5;
0,9 при 5 ≤ n < 10;
1,0 при n ≥ 10.
14.3.5 При действии на фрикционное соединение момента или
силы и момента, вызывающих сдвиг соединяемых элементов, распределение усилий
между болтами следует принимать согласно 14.2.11 и 14.2.12.
14.3.6 При действии на фрикционное
соединение помимо силы N, вызывающей сдвиг соединяемых элементов, силы F,
вызывающей растяжение в болтах, значение коэффициента γb,
определяемое согласно требованиям 14.3.4,
следует умножать на коэффициент (1 - Nt/Рb), где Nt - растягивающее
усилие, приходящееся на один болт, Рb - усилие натяжения болта, принимаемое равным Рb = RbtAbn.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
14.3.7 Диаметр болта во фрикционном соединении следует
принимать при условии ∑t ≤
4db, где ∑t - суммарная толщина соединяемых элементов, сдвигаемых в
одном направлении, db - диаметр болта.
Во фрикционных соединениях с большим числом болтов их
диаметр следует назначать возможно большим.
14.3.8 В проекте должны быть указаны марки стали и
механические свойства болтов, гаек и шайб и обозначения НД, по которым они
должны поставляться, способ обработки соединяемых поверхностей, осевое усилие Рb, принимаемое согласно 14.3.6.
14.3.9 При проектировании фрикционных соединений следует
обеспечивать возможность свободного доступа для установки болтов, плотного
стягивания пакета болтами и закручивания гаек с применением динамометрических
ключей, гайковертов и др.
14.3.10 Для высокопрочных болтов с увеличенными размерами
головок и гаек и при разности номинальных диаметров отверстия и болта не более
3 мм, а в конструкциях из стали с временным сопротивлением не ниже 440 Н/мм2
- не более 4 мм, устанавливается одна шайба под гайку.
14.3.11 Расчёт на прочность соединяемых элементов,
ослабленных отверстиями во фрикционном соединении, следует выполнять с учетом
того, что половина усилия, приходящегося на каждый болт, передана силами
трения. При этом проверку ослабленных сечений следует выполнять: при подвижных,
вибрационных и других динамических нагрузках - по площади сечения нетто An; при статических нагрузках - по площади
сечения брутто А (при An ≥ 0,85A) либо по
условной площади Аеf
= 1,18An (при An
< 0,85A).
14.4.1 Сварные и фрикционные поясные соединения составной
двутавровой балки следует рассчитывать по формулам таблицы 43.
При отсутствии поперечных ребер жесткости для передачи
неподвижных сосредоточенных нагрузок, приложенных к верхнему поясу, а также при
приложении неподвижной сосредоточенной нагрузки к нижнему поясу независимо от
наличия ребер жесткости в местах приложения нагрузки поясные соединения следует
рассчитывать как для подвижной нагрузки.
Сварные швы, выполненные с проваром на всю толщину стенки,
следует считать равнопрочными со стенкой.
Таблица
43
|
Характер нагрузки
|
Поясные
соединения
|
Формулы
для расчета поясных соединений в составных балках
|
|
Неподвижная
|
Сварные
|
T/(nβfkfRwfγc)
≤ 1
|
(193)
|
|
T/(nβzkfRwzγc)
≤ 1
|
(194)
|
|
Фрикционные
|
Ts/(Qbhкγc) ≤ 1
|
(195)
|
|
Подвижная
|
Сварные (двусторонние швы)
|
|
(196)
|
|
|
(197)
|
|
Фрикционные
|
|
(198)
|
|
Обозначения, принятые в таблице 43:
T = QS/I - сдвигающее пояс усилие на единицу длины,
вызываемое поперечной силой Q
(здесь S - статический
момент брутто пояса балки относительно центральной оси);
n - число угловых швов: при двусторонних швах n = 2, при односторонних n = 1;
Qbh, к - параметры, определяемые по 14.3.3, 14.3.4;
V = γfγf1Fn/lef - давление от сосредоточенного груза Fn на единицу длины, определяемое с учетом требований 8.2.2 и 8.3.3 (для
неподвижных грузов γf1 = 1);
γf и γf1 -
коэффициенты надежности по нагрузке, принимаемые по СП 20.13330;
s - шаг поясных болтов;
α - коэффициент, принимаемый равным: α = 0,4
при нагрузке по верхнему поясу балки, к которому пристрогана стенка, и α = 1,0
при отсутствии пристрожки стенки или при нагрузке по нижнему поясу.
|
14.4.2 В балках с фрикционными
поясными соединениями с многолистовыми поясными пакетами прикрепление каждого
из листов за местом своего теоретического обрыва следует рассчитывать на
половину усилия, которое может быть воспринято сечением листа. Прикрепление
каждого листа на участке между действительным местом его обрыва и местом обрыва
предыдущего листа следует рассчитывать на полное усилие, которое может быть
воспринято сечением листа.
15.1 Расстояния между температурными швами
Расстояния l между
температурными швами стальных каркасов одноэтажных зданий и сооружений не
должны превышать наибольших значений lu,
приведенных в таблице 44.
При превышении более чем на 5 % приведенных в таблице 44
расстояний, а также при увеличении жесткости каркаса стенами или другими
конструкциями в расчете следует учитывать климатические температурные
воздействия, неупругие деформации конструкций и податливость узлов.
Таблица 44
|
Характеристика
|
Наибольшее
расстояние lu, м, при расчетной температуре воздуха, °С,
(4.2.3)
|
|
здания
и сооружения
|
направления
|
t
≥ -45
|
t
< -45
|
|
Отапливаемое здание
|
между температурными швами
|
вдоль блока (по длине здания)
|
230
|
160
|
|
по ширине блока
|
150
|
110
|
|
от температурного шва или торца здания
до оси ближайшей вертикальной связи
|
90
|
60
|
|
Неотапливаемое здание и горячий цех
|
между температурными швами
|
вдоль блока (по длине здания)
|
200
|
140
|
|
по ширине блока
|
120
|
90
|
|
от температурного шва или торца здания
до оси ближайшей вертикальной связи
|
75
|
50
|
|
Открытая эстакада
|
между температурными швами вдоль блока
|
130
|
100
|
|
от температурного шва или торца здания
до оси ближайшей вертикальной связи
|
50
|
40
|
|
Примечание - При наличии между температурными швами здания или
сооружения двух вертикальных связей расстояние между последними в осях не
должно превышать: для зданий - 40 - 50 м и для открытых эстакад 25 - 30 м,
при этом для зданий и сооружений, возводимых при расчетных температурах t
< минус 45 °С, должны приниматься меньшие из указанных расстояний.
|
15.2.1 Оси стержней ферм и структур
должны быть центрированы во всех узлах. Центрировать стержни следует в сварных
фермах по центрам тяжести сечений (с округлением до 5 мм), а в болтовых - по
рискам уголков, ближайшим к обушку.
Если смещение осей поясов ферм при изменении сечений не
превышает 1,5 % высоты пояса меньшего сечения, оно не учитывается.
При наличии эксцентриситетов в узлах элементы ферм и
структур следует рассчитывать с учетом соответствующих изгибающих моментов.
При приложении нагрузок вне узлов ферм пояса должны быть
рассчитаны на совместное действие продольных усилий и изгибающих моментов.
15.2.2 При расчете плоских ферм соединения элементов в узлах
ферм принимаются шарнирными:
при сечениях элементов из уголков или тавров;
при двутавровых, Н-образных и трубчатых сечениях элементов,
когда отношение высоты сечения h к длине элемента l
между узлами не превышает: 1/15 - для конструкций, эксплуатируемых в районах с
расчётными температурами ниже минус 45° С; 1/10 - для конструкций,
эксплуатируемых в остальных районах.
При превышении указанных отношений h/l следует учитывать дополнительные изгибающие моменты в
элементах от жёсткости узлов.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
15.2.3 Расстояние между краями элементов
решётки и пояса в узлах сварных ферм с фасовками следует принимать не менее а
= (6t - 20) мм, но не
более 80 мм (здесь t - толщина фасонки, мм).
Между торцами стыкуемых элементов поясов ферм, перекрываемых
накладками, следует оставлять зазор не менее 50 мм.
Фланговые сварные швы, прикрепляющие элементы решетки ферм к
фасонкам, следует выводить на торец элемента на дайну не менее 20 мм.
15.2.4 В узлах ферм с поясами из тавров, двутавров и
одиночных уголков крепления фасовок к полкам поясов встык следует осуществлять
с проваром на всю толщину фасонки. В конструкциях группы 1, а также
эксплуатируемых в районах при расчётных температурах ниже минус 45 °С
примыкание узловых фасонок к поясам следует выполнять согласно приложению К (таблица К.1, позиция 7).
15.2.5 При расчёте узлов ферм со стержнями трубчатого и
двутаврового сечений и прикреплением элементов решетки непосредственно к поясу
(без фасонок) в соответствии с правилами проектирования следует проверять
несущую способность:
стенки пояса при местном изгибе (продавливании) в местах
примыкания элементов решетки - для круглых и прямоугольных труб;
боковой стенки пояса в месте примыкания сжатого элемента
решетки - для прямоугольных труб;
полок пояса на отгиб - для двутаврового сечения;
стенки пояса - для двутаврового сечения;
элементов решетки в сечении, примыкающем к поясу;
сварных швов, прикрепляющих элементы решётки к поясу.
Кроме тот, следует соблюдать требования по предотвращению
слоистого разрушения поясов ферм (13.5).
15.2.6 При пролётах ферм покрытий свыше 36 м следует
предусматривать строительный подъём, равный прогибу от постоянной и длительной
нормативных нагрузок. При плоских кровлях строительный подаём следует
предусматривать независимо от размера пролёта, принимая его равным прогибу от
суммарной нормативной нагрузки плюс 1/200 пролета.
15.2.7 Фермы с нисходящим опорным
раскосом следует применять в зданиях и сооружениях класса КС-3 (по ГОСТ
27751) с пролетами не более 30 м и высотой до низа конструкций до 18 м. В
зданиях с фермами с нисходящим опорным раскосом классов КС-3 и КС-2 (по ГОСТ
27751) крановое оборудование должно быть с режимом работы 1К - 6К (по СП 20.13330), а его
грузоподъемность не должна превышать 50 т, подвесного оборудования - не более 5
т.
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.3 Колонны
15.3.1 Отправочные элементы сквозных колонн с решётками в
двух плоскостях следует укреплять диафрагмами, располагаемыми у концов
отправочного элемента.
В сквозных колоннах с соединительной решёткой в одной
плоскости диафрагмы следует располагать не реже, чем через 4 м.
15.3.2 В колоннах и стойках с односторонними поясными швами
согласно 14.1.9 в узлах крепления
связей, балок, распорок и других элементов в зоне передачи усилия следует
применять двусторонние поясные швы, выходящие за контуры прикрепляемого
элемента (узла) на длину 30 kf с
каждой стороны.
15.3.3 Угловые швы, прикрепляющие
фасовки соединительной решётки к колоннам внахлестку, следует назначать по
расчету и располагать с двух сторон фасонки вдоль колонны в виде отдельных
участков в шахматном порядке; при этом расстояние между концами таких швов не
должно превышать 15 толщин фасонки.
В конструкциях, возводимых в районах с расчётными
температурами ниже минус 45 °С, а также при применении ручной дуговой сварки,
угловые сварные швы должны быть непрерывными по всей длине фасонки.
15.3.4 Монтажные стыки колонн следует выполнять с
фрезерованными торцами, сваренными встык, на накладках со сварными швами или
болтовыми соединениями, в том числе фрикционными. При приварке накладок сварные
швы не следует доводить до стыка на 25 мм с каждой стороны. При проектировании
соединений, подобных фланцевым, следует учитывать требования 15.9.
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
15.3.5 В сквозных колоннах, ветви
которых соединены планками, следует принимать:
ширину bs промежуточных планок - от 0,5b
до 0,75b (здесь b - габаритная ширина колонны в
плоскости планок);
ширину концевых планок - от 1,3bs
до 1,7bs.
15.4 Связи
15.4.1 В каждом температурном блоке здания следует
предусматривать самостоятельную систему связей, объединяющих плоские элементы в
пространственную систему, способную воспринимать нагрузки, действующие на
сооружение в любом направлении, а также раскреплять и обеспечивать устойчивость
элементов, уменьшать расчетные длины элементов верхних поясов ригелей (ферм),
колонн и других элементов каркаса.
При проектировании сооружений в сейсмических районах система
связей каркаса должна соответствовать требованиям СП 14.13330.2018
(пункт 6.9).
При проектировании сооружений на подрабатываемых территориях
и просадочных грунтах, а также в качестве конструктивных противокарстовых
мероприятий, необходимо руководствоваться соответствующими нормативными
документами.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
15.4.2 Нижние пояса балок и ферм
крановых путей пролетом свыше 12 м следует укреплять горизонтальными связями.
15.4.3 Для зданий с балками крановых путей вертикальные
связи между основными колоннами располагаются в двух уровнях по высоте. Ниже
уровня балок крановых путей связи следует располагать в середине или около
середины температурного блока; связи выше уровня балок крановых путей
располагают по торцам здания и в шагах колонн, примыкающих к температурным
швам, а также в тех шагах, где расположены связи нижнего уровня.
При недостаточной жесткости ветвей колонн в продольном
направлении здания, следует устанавливать дополнительные распорки, закреплённые
в узлах связей.
При двухветвевых колоннах, если расстояние между ветвями
более 500 мм, вертикальные связи следует располагать в плоскости каждой из
ветвей колонны. Ветви двухветвевых связей следует соединять между собой
решетками.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
15.4.4 Система связей покрытия зависит от: типа каркаса
(стальной или смешанный); конструктивных особенностей ферм покрытия; наличия
подстропильных ферм, колонн фахверков и их крепления к несущим элементам
каркаса; типа покрытия (прогонное или беспрогонное); наличия или отсутствия
жесткого диска покрытия; наличия подвесного подъемно-транспортного
оборудования; грузоподъемности кранов и режима их работы.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
15.4.5 В зданиях с прогонами, в уровне
нижних поясов стропильных ферм с восходящими раскосами, опирающимися на колонны
нижними поясами, следует предусматривать поперечные и продольные горизонтальные
связи:
поперечные горизонтальные связи следует предусматривать в
каждом пролете здания у торцов, а также у температурных швов здания; при длине
температурного блока более 144 м и при кранах грузоподъемностью ≥ 50 т
следует предусматривать промежуточные поперечные горизонтальные связи с шагом
не более 60 м.
продольные горизонтальные связи, образующие совместно с
поперечными связями жесткий контур в плоскости нижних поясов ферм, в
многопролетных зданиях со стальным каркасом, оборудованных мостовыми кранами
грузоподъемностью 10 т и более, и в зданиях с подстропильными фермами, следует
предусматривать по крайним панелям нижних поясов стропильных ферм; в
однопролетных зданиях продольные горизонтальные связи по нижним поясам ферм
следует назначать вдоль обоих рядов колонн.
В многопролетных зданиях при кранах грузоподъемностью ≤
50 т, с группами режимов работы 1К - 6К (по СП 20.13330) продольные
горизонтальные связи следует располагать вдоль крайних колонн и через один ряд
вдоль средних колонн. В многопролетных зданиях с кранами грузоподъемностью >
50 т, с группами режимов работы 7К - 8К, а также в зданиях с перепадами высоты
следует назначать более частое расположение продольных связей по нижним поясам
ферм с восходящими опорными раскосами. Продольные горизонтальные связи вдоль
средних рядов колонн при одинаковой высоте смежных пролетов следует
проектировать такими же, как и вдоль крайних рядов колонн.
В случае, если гибкость в горизонтальной плоскости панелей
нижних поясов ферм, находящихся между двумя поперечными связевыми фермами, не
удовлетворяет 10.4,
то она должна быть обеспечена постановкой растяжек, закрепленных в узлах
связевых ферм.
Между стропильными фермами с нисходящим опорным раскосом, у
которых нижний пояс не опирается на колонны, при наличии неизменяемого жесткого
диска в узлах верхних поясов, в узлах нижних поясов следует устанавливать
распорки, приходящие в вертикальные связи (установленные в связевых блоках по
длине здания в соответствии с 15.4.10).
В торцах здания с фермами с нисходящим опорным раскосом следует устанавливать
наклонные связевые элементы между верхними поясами торцевых ферм и узлами
нижних поясов вторых (соседних) от торца ферм с приходящими к ним распорками.
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
15.4.6 По верхним поясам стропильных ферм поперечные
горизонтальные связи при покрытии с прогонами следует назначать в любом
одноэтажном промышленном здании. Поперечные связевые фермы по верхним и нижним
поясам рационально совмещать в плане.
Прогоны покрытия с шарнирным креплением к фермам покрытия
сверху нельзя считать элементом связи или распоркой.
Верхние пояса стропильных ферм, не примыкающие
непосредственно к поперечным связям, следует раскреплять в плоскости
расположения этих связей распорками.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
15.4.7 При наличии жесткого диска
кровли в уровне верхних поясов ферм в покрытиях с уклоном кровли не более 10°
без прогонов (в которых крупноразмерные железобетонные плиты приварены к
верхним поясам или профилированный лист покрытия (по СП
294.1325800) прикреплен в каждом нижнем гофре) поперечные связи по верхним
поясам ферм следует устраивать только в торцах здания и у температурных швов. В
остальных шагах необходимы распорки у конька и у опор стропильных ферм.
В покрытиях без прогонов горизонтальные связи по нижним
поясам ферм следует ставить независимо от типа покрытия только в зданиях с
кранами грузоподъемностью ≥ 50 т, с группами режимов работы 7К в цехах
металлургических производств и 8К (по СП 20.13330).
При наличии подстропильных ферм в однопролетных покрытиях
без прогонов и многопролетных покрытиях, расположенных в одном уровне,
необходимо устройство продольных горизонтальных связей в плоскости верхних
поясов ферм в одной из крайних панелей ферм.
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
15.4.8 При наличии жесткого диска кровли в соответствии с
требованиями 15.4.7 в уровне
верхних поясов ферм следует предусматривать инвентарные съемные связи для
выверки конструкций и обеспечения их устойчивости в процессе монтажа.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
15.4.9 При расположении покрытий в разных уровнях необходимо
предусматривать по одной продольной системе связей в каждом уровне.
В пределах фонаря, где прогоны по верхнему поясу ферм
отсутствуют, необходимо предусматривать распорки. Наличие таких распорок по
коньковым узлам ферм является обязательным.
Связи по фонарям следует располагать в плоскости верхних
поясов (ригелей) у торцов фонаря и с обеих сторон температурных швов.
(Новая редакция. Изм. № 2)
15.4.10 В местах расположения
поперечных связей покрытия следует предусматривать установку вертикальных
связей между фермами.
В покрытиях зданий и сооружений, эксплуатируемых в районах с
расчётными температурами ниже минус 45 °С следует предусматривать
(дополнительно к обычно применяемым) вертикальные связи посередине каждого
пролет вдоль всего здания.
Вертикальные связи следует располагать в плоскостях опорных
стоек стропильных ферм, в плоскостях коньковых стоек для ферм пролетом до 30 м,
а также в плоскостях стоек, находящихся под узлом крепления наружных ног фонаря
для ферм пролетом более 30 м.
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
15.4.11 Горизонтальные связи по верхним и нижним поясам
разрезных ферм пролетных строений транспортерных галерей следует
предусматривать раздельно для каждого пролета.
15.4.12 При применении крестовой решетки связей покрытий, за
исключением уникальных зданий и сооружений, расчёт производится по условной
схеме в предположении, что раскосы решетки связей воспринимают только
растягивающие усилия.
При определении усилий в элементах связей обжатие поясов
ферм учитывать не следует.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
15.4.13 В висячих покрытиях с плоскостными несущими
системами (двухпоясными, изгибно-жесткими вантами и т.п.) следует
предусматривать вертикальные и горизонтальные связи между несущими системами.
15.4.14 Крепление связей следует осуществлять на болтах
класса точности В.
В зданиях, оборудованных кранами большой грузоподъемности и
режимов работы 7К и 8К, а также в случае значительных усилий в элементах связей
(ветровые фермы и т.п.) крепление элементов связей следует осуществлять на
монтажной сварке, а в отдельных случаях и на болтах класса точности А.
15.4.15 Тяжи в качестве элементов
связей должны использоваться в несущих конструкциях для зданий и сооружений только
классов КС-2 и КС-1 (по ГОСТ
27751), групп конструкций 2, 3, 4 (приложение В). Для создания в тяжах предварительного натяжения
следует предусматривать специальные устройства с обеспечением доступа к ним и
возможности подтяжки при эксплуатации.
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.5 Балки
15.5.1 Пакеты листов для поясов сварных двутавровых балок
применять не следует.
Для поясов балок с фрикционными соединениями следует
применять пакеты, состоящие не более чем из трёх листов; при этом площадь сечения
поясных уголков следует принимать равной не менее 30 % всей площади сечения
пояса.
15.5.2 Поясные швы сварных балок, а
также швы, присоединяющие к основному сечению балки вспомогательные элементы
(например, ребра жесткости) следует выполнять непрерывными. Поперечные рёбра
жесткости должны быть с вырезами для пропуска поясных швов.
В ригелях рамных конструкций у опорных узлов следует
применять двусторонние поясные швы, протяженность которых должна быть не менее
высоты сечения ригеля.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
15.5.3 При применении односторонних поясных швов в сварных
двутавровых балках 1-го класса, несущих статическую нагрузку, следует выполнять
следующие требования:
расчётная нагрузка должна быть приложена симметрично
относительно поперечного сечения балки;
устойчивость сжатого пояса балки должна быть обеспечена в
соответствии с перечислением а) 8.4.4;
расчет устойчивости стенок балок должен быть произведен в
соответствии с требованиями 8.5.1 и 8.5.2;
должны быть установлены поперечные рёбра жёсткости в местах
приложения к поясу балки сосредоточенных нагрузок, включая нагрузки от
ребристых железобетонных плит; поперечные рёбра жёсткости не следует
устанавливать при проведении проверки местной устойчивости по 8.2.2.
15.5.4 Рёбра жёсткости сварных балок
должны быть удалены от стыков стенки на расстояние не менее 10 толщин стенки. В
местах пересечения стыковых швов стенки балки с продольным ребром жесткости
швы, прикрепляющие продольное ребро жесткости к стенке, не следует доводить до
стыкового шва стенки в местах их пересечения на (6t - 20) мм.
15.5.5 В сварных двутавровых балках
конструкций групп 2 - 4 применяются односторонние рёбра жёсткости с
расположением их с одной стороны балки и приваркой их к поясам балки.
В балках с односторонними поясными швами ребра жесткости на
стенке следует располагать со стороны, противоположной расположению
односторонних поясных швов.
Расчет устойчивости одностороннего ребра жесткости следует
производить согласно требованиям 8.5.9
и 8.5.10.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
15.6 Балки крановых путей
15.6.1 Верхние поясные швы в балках крановых путей для
кранов групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К (по СП 20.13330) следует
выполнять с проваром на всю толщину стенки.
15.6.2 Свободные кромки растянутых поясов балок крановых
путей и балок рабочих площадок, непосредственно воспринимающих нагрузку от
подвижных составов, должны быть прокатными, строганными или обрезанными
машинной кислородной или плазменно-дуговой резкой.
15.6.3 Размеры рёбер жёсткости балок крановых путей должны
удовлетворять требованиям 8.5.9, 8.5.10 и 8.5.17, при этом ширина выступающей части
двустороннего промежуточного ребра должна быть не менее 90 мм. Двусторонние
поперечные рёбра жёсткости не следует приваривать к поясам балки; при этом
торцы рёбер жёсткости должны быть плотно пригнаны к верхнему поясу балки. В
балках под краны групп режимов работы 7К и 8К (по СП 20.13330) необходимо
строгать торцы, примыкающие к верхнему поясу.
Применять односторонние поперечные ребра жесткости из
полосовой стали или одиночных уголков с приваркой их к стенке и к верхнему
поясу и расположением согласно 15.5.5
следует только в балках под краны групп режимов работы 1К - 5К (по СП 20.13330).
15.7.1 Контур поперечных элементов
жёсткости оболочек следует проектировать замкнутым.
15.7.2 Передачу сосредоточенных
нагрузок на листовые конструкции следует предусматривать через элементы
жесткости.
15.7.3 В местах сопряжений оболочек различной формы следует
применять плавные переходы для уменьшения местных напряжений.
15.7.4 Выполнение всех стыковых швов следует предусматривать
двусторонней или односторонней сваркой с подваркой корня или на подкладках.
В проекте следует указывать на необходимость обеспечения
плотности соединений конструкций, в которых эта плотность требуется.
15.7.5 В листовых конструкциях следует
применять сварные соединения встык; соединения листов толщиной 5 мм и менее -
внахлёстку.
15.8.1 Для конструкций из нитей следует применять канаты,
пряди и высокопрочную проволоку (или прокат).
15.8.2 Кровля висячего покрытия должна быть расположена
непосредственно на несущих нитях и повторять образуемую ими форму. Если форма
кровли отличается от формы провисания нитей, кровлю поднимают над нитями,
оперев на специальную надстроечную конструкцию, или подвешивают к нитям снизу.
15.8.3 Очертания опорных контуров следует назначать с учётом
кривых давления от усилий в прикрепленных к ним нитях при расчётных нагрузках.
15.8.4 Для сохранения стабильности формы, которая должна
обеспечивать герметичность принятой конструкции кровли, висячие покрытия
следует рассчитывать на действие временных нагрузок, в том числе ветрового
отсоса. При этом следует проверять изменение кривизны покрытия по двум
направлениям - вдоль и поперек нитей. Необходимая стабильность достигается с
помощью конструктивных мероприятий: увеличением натяжения нити за счет веса
покрытия или предварительного напряжения; созданием специальной стабилизирующей
конструкции; применением изгибно-жёстких нитей; превращением системы нитей и
кровельных плит в единую конструкцию.
15.8.5 Сечение нити должно быть расстегано по наибольшему
усилию, возникающему при расчетной нагрузке, с учетом изменения заданной
геометрии покрытия. В сетчатых системах, кроме этого, сечение нити должно быть
проверено на усилие от действия временной нагрузки, расположенной только вдоль
данной нити.
15.8.6 Вертикальные и горизонтальные перемещения нитей и
усилия в них следует определять с учётом нелинейности работы конструкций
покрытия.
15.8.7 При расчёте нитей из канатов и их закреплений коэффициенты
условий работы следует принимать в соответствии с разделом 17. Для стабилизирующих
канатов, если они не являются затяжками для опорного контура, коэффициент
условий работы γс = 1.
15.8.8 Опорные узлы нитей из прокатных профилей следует
выполнять шарнирными.
15.9 Фланцевые соединения
(Подраздел 15.9 новая редакция. Изм. № 2)
15.9.1 К фланцевому соединению (ФС) стальных строительных
конструкций следует относить соединение, в котором имеется хотя бы одна плоская
деталь прямоугольной, круглой или иной формы (фланец), соединенная с торцом
одного из элементов на сварке, с отверстиями для болтов либо для шпилек.
Передача усилий во ФС (продольных сил, изгибающих моментов и
поперечных сил) осуществляется через фланец.
(Новая редакция. Изм. № 1, № 2)
15.9.2 Применяют ФС в монтажных стыках
ферм и пространственных конструкций с элементами различного очертания, опорах
ЛЭП, башенных и антенно-мачтовых сооружениях, стыках балок, колонн, элементов
рам двутаврового или коробчатого сечения, в узлах примыкания балок к колоннам
или другим балкам.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
15.9.3 Классифицируются ФС по
следующим признакам.
I - по условиям работы:
а) ФС конструкций группы 1;
б) ФС конструкций группы 2 и 3;
в) ФС конструкций группы 4.
Группа конструкций определяется по 4.3.1 и приложению В.
II - по действующим напряжениям в околофланцевой зоне
(рисунок 21а):
а) с однозначной эпюрой сжимающих нормальных напряжений
(сжатое ФС);
б) с однозначной эпюрой растягивающих нормальных напряжений
(растянутое ФС);
в) с двузначной эпюрой нормальных напряжений
(сжато-изогнутое или изгибаемо-растянутое ФС).
1 - околофланцевая зона; 2 - болты
Рисунок 21а - Классификация ФС по действующим
напряжениям
в околофланцевой зоне
III - по предварительному натяжению болтов во ФС:
а) без предварительного натяжения болтов;
б) с предварительным натяжением болтов.
IV - по способу передачи поперечных сил во ФС через:
а) болты, работающие, в том числе на срез;
б) силы трения через контактирующие поверхности на сжатых
участках ФС;
в) специальные противосдвиговые упоры (опорные столики,
ребра и т.д.)
При отсутствии поперечной силы, ФС по признаку IV не
классифицируется.
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.9.4 На основании расчетов в
проектной документации ФС следует классифицировать в соответствии с 15.9.3 по всем признакам.
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.9.5 Фланцевые соединения
конструкций группы 1 (I, а) следует проектировать только на болтах с
предварительным натяжением (III, б);
конструкций группы 2 и 3 (I, б) - с учетом положений 15.9.6 - 15.9.13;
конструкций группы 4 (I, в) - по 14.2 из стали
(раздел 5) без учета
дополнительных требований по относительному сужению в направлении толщины
проката.
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.9.6 Фланцевые соединения,
подверженные сжатию или совместному действию сжатия с изгибом (II, а), следует
проектировать и рассчитывать по 14.2. При передаче поперечных сил через поверхности
трения (III, б + IV, б), учитывают положения 14.3.
15.9.7 Фланцевые соединения,
отнесенные по классификации к II, б и II, в, следует рассчитывать по
пространственной схеме работы пластины с использованием апробированных методик,
или методом конечных элементов с учетом геометрической и физической
нелинейности работы соединения, или методом предельного равновесия в
соответствии с действующими НД.
При наличии начальных несовершенств ФС в виде грибовидности,
используемые расчетные модели ФС должны учитывать, что болты работают на
растяжение и на изгиб, возникающий при деформировании грибовидных фланцев под
нагрузкой или из-за отсутствия параллельности опорных поверхностей головки
болта и гайки, возникающей при фрезеровке грибовидных фланцев.
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.9.8 При проектировании ФС следует
проверять:
а) прочность и местную устойчивость соединяемых элементов в
околофланцевой зоне;
б) несущую способность сварных швов крепления фланца к
элементам конструкции в соответствии с требованиями 14.1;
в) прочность фланца в растянутой зоне ФС, отнесенных по
классификации к II, б и II, в;
г) несущую способность болтов в растянутой зоне ФС,
отнесенных по классификации к II, б и II, в;
д) несущую способность на сдвиг: для ФС III, б + IV, б - в
соответствии с требованиями 14.3; для ФС III, а + IV, а - в соответствии с
требованиями 14.2;
для ФС IV, в - несущую способность на сдвиг специального упора (опорного
столика, ребра и т.д.).
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.9.9 Для ФС II, б и II, в узел
примыкания балки к полке колонны, дополнительно к требованиям 15.9.8, следует проверять на:
а) прочность и местную устойчивость полки колонны;
б) прочность и местную устойчивость стенки колонны (в том
числе от совместного действия в колонне продольных сил, моментов, сдвигающих
сил).
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.9.10 При проектировании ФС для
фланцев следует применять сталь в соответствии с разделом 5 и приложением В;
для ФС, отнесенных по классификации к II, б и II, в - сталь с дополнительными
требованиями по относительному сужению для образцов в направлении толщины
проката не менее 35 % с учетом положений 13.3
и 13.5.
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.9.11 При проектировании ФС II, б +
III, б + IV, б и II, в + III, б + IV, б следует применять болты классов
прочности 8.8, 10.9, 12.9 и соответствующие им гайки и шайбы. Для остальных ФС
болты следует выбирать по 5.6 и 14.2.
Отверстия и болты следует размещать с учетом требований
таблицы 40.
Гайки болтов, устанавливаемых без предварительного натяжения
(ФС III, б), должны быть зафиксированы от раскручивания контргайками,
пружинными шайбами и т.д.
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.9.12 Требования по натяжению
болтов и к контролю плотности контакта между поверхностями фланцев для ФС III,
б + IV, б приведены в СП 70.13330.
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.9.13 Приемка в эксплуатацию ФС при
наличии начальных несовершенств в виде грибовидности должна осуществляться
после получения положительных результатов при выполнении дополнительных
расчетов.
Расчет ФС III, а + IV, а с неплоскими фланцами (при наличии
зазоров между контактными поверхностями), выполняют, как соединений с плоскими
фланцами (см. 15.9.5 - 15.9.9) без зазоров, принимая
расчетное сопротивление одноболтового соединения Rbt = 0,54Rbun,
не зависимо от класса прочности болтов, и коэффициент условий работы фланца γс
= 1,4. При этом зазоры между соединяемыми элементами с неплоскими фланцами
должны удовлетворять следующим требованиям:
а) зазоры в зоне шайбы - не более 1,2 мм включительно;
б) краевые зазоры по периметру фланца - не более 4 мм
включительно;
в) зазоры между фланцами по центральным линиям сжатых полок
и сжатых зон стенок - не более 0,1 мм; по центральным линиям растянутых полок и
растянутых зон стенок - не более 1,2 мм.
(Введен дополнительно. Изм. № 2)
15.10 Соединения е
фрезерованными торцами
В соединениях элементов с фрезерованными торцами (в стыках и
базах колонн и т.п.) сжимающую силу следует считать полностью передающейся
через торцы.
Во внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) элементах сварные
швы и болты, включая высокопрочные, указанных соединений следует рассчитывать
на максимальное растягивающее усилие от действия момента и продольной силы при
наиболее неблагоприятном их сочетании, а также на сдвигающее усилие от действия
поперечной силы.
15.11.1 Монтажные крепления
конструкций зданий и сооружений с балками крановых путей, рассчитываемыми на
усталость, а также конструкций под железнодорожные составы должны быть сварными
или фрикционными.
В монтажных соединениях этих конструкций следует применять
болты класса точности В:
для крепления прогонов, элементов фонарной конструкции,
связей по верхним поясам ферм (при наличии связей по нижним поясам или жесткой
кровли), вертикальных связей по фермам и фонарям, а также элементов фахверка;
для крепления связей по нижним поясам ферм при наличии
жёсткой кровли (приваренных к верхним поясам железобетонных или армированных
плит из ячеистых бетонов или прикрепленного в каждую волну профилированного
настила и т.п.);
для крепления стропильных и подстропильных ферм к колоннам и
стропильных ферм к подстропильным при условии передачи вертикального опорного
давления через столик;
для крепления разрезных балок крановых путей между собой, а
также для крепления их нижнего пояса к колоннам, к которым не крепятся
вертикальные связи;
для крепления балок рабочих площадок, не подвергающихся воздействию
динамических нагрузок;
для крепления второстепенных конструкций.
15.11.2 Для перераспределения изгибающих моментов в
элементах рамных систем каркасных зданий в узлах соединения ригелей с колоннами
применяются стальные накладки, работающие в пластической стадии. Накладки
следует выполнять из сталей с пределом текучести до 345 Н/мм2.
Усилия в накладках следует определять при минимальном
пределе текучести σy,min = Ryn
и максимальном пределе текучести σy,max = Ryn
+ 100 Н/мм2.
Продольные кромки накладок, работающих в пластической
стадии, должны быть строганными или фрезерованными.
15.12.1 Неподвижные шарнирные опоры с центрирующими
прокладками, тангенциальные, а при весьма больших реакциях - балансирные опоры следует
применять при необходимости строго равномерного распределения давления под
опорой.
Плоские или катковые подвижные опоры следует применять в
случаях, когда нижележащая конструкция должна быть разгружена от горизонтальных
усилий, возникающих при неподвижном опирании балки или фермы.
Коэффициент трения в плоских подвижных опорах следует
принимать равным 0,3, в Катковых - 0,03.
15.12.2 Расчёт на смятие в
цилиндрических шарнирах (цапфах) балансирных опор следует выполнять (при
центральном угле касания поверхностей, равном или большем 90°) по формуле
|
F/(1,25rlRlpγc)
≤ 1,
|
(199)
|
где F - давление (сила) на
опору;
r, l - радиус и длина шарнира, соответственно;
Rlp -
расчётное сопротивление местному смятию при плотном касании, принимаемое
согласно требованиям 6.1.
15.12.3 Расчёт на диаметральное
сжатие катков следует выполнять по формуле
где n
- число катков;
d, l -
диаметр и длина катка, соответственно;
Rcd - расчётное сопротивление диаметральному сжатию катков при
свободном касании, принимаемое согласно требованиям 6.1.
16 Требования по проектированию конструкций опор
воздушных линий электропередачи, открытых распределительных устройств и
контактных сетей транспорта
16.1 Для конструкций и соединений опор воздушных линий
электропередачи (ВЛ), открытых распределительных устройств (ОРУ) и контактных
сетей транспорта (КС) следует применять материалы в соответствии с требованиями
раздела 5 и приложения В.
16.1а В зависимости от назначения и типа их соединений
конструкции опор подразделяются на группы:
группа 1 - сварные специальные опоры больших переходов
высотой свыше 60 м;
группа 2 - сварные опоры ВЛ, кроме указанных в группе 1;
сварные опоры ошиновки и под выключатели ОРУ независимо от напряжения, сварные
опоры под оборудование ОРУ напряжением свыше 330 кВ; конструкции и элементы КС,
связанные с натяжением проводов (тяга, штанга, хомуты), а также опоры,
указанные в группе 1, при отсутствии сварных соединений;
группа 3 - сварные и болтовые опоры под оборудование ОРУ
напряжением до 330 кВ, кроме опор под выключатели; конструкции и элементы
несущих, поддерживающих и фиксирующих устройств КС (опоры, ригели жестких
поперечин, прожекторные мачты, фиксаторы), а также конструкции группы 2, кроме
КС, при отсутствии сварных соединений;
группа 4 - сварные и болтовые конструкции кабельных каналов,
детали путей перекатки трансформаторов, трапы, лестницы, ограждения и другие
вспомогательные конструкции и элементы ОРУ, ВЛ и КС.
(Измененная редакция. Изм. № 1, № 2)
16.2 Болты классов точности А и В для опор ВЛ высотой до 60
м и конструкций ОРУ и КС следует принимать как для конструкций, не
рассчитываемых на усталость, а для фланцевых соединений и опор ВЛ высотой более
60 м - как для конструкций, рассчитываемых на усталость, по таблице Г.3 (приложение Г).
Фланцевые соединения без контролируемого натяжения болтов
применяются для соединения конструкций, указанных в настоящем разделе, вне
зависимости от классификации напряжений в околофланцевой зоне II по 15.9.3.
Для ФС, подверженных сжатию (сжатию с изгибом), с болтами
без контролируемого натяжения следует применять болты, гайки и шайбы в
соответствии с 5.6.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
16.3 (Исключен. Изм. № 2)
16.4 При расчетах опор ВЛ, конструкций ОРУ и КС следует
принимать коэффициенты условий работы, установленные в 7.1.2, разделах 4 и 14 и по таблице 45.
Для опор ВЛ, ОРУ и КС значение коэффициента надежности по
ответственности γn
следует принимать в соответствии с требованиями ГОСТ
27751.
Расчёт на прочность растянутых элементов опор по формуле (5) с заменой в ней значения Ry
на Ru/γu
не допускается.
Таблица
45
|
Элемент конструкций
|
Коэффициент условий работы γс
|
|
1
Сжатые пояса из одиночных уголков стоек свободно стоящей опоры в первых двух панелях
от башмака при узловых соединениях:
|
|
|
а) на сварке 0,95
|
0,95
|
|
б) на болтах 0,90
|
0,90
|
|
2
Сжатый элемент плоской решетчатой траверсы из одиночного равно-полочного
уголка, прикрепляемого одной полкой (рисунок 22):
|
|
|
а) пояс, прикрепляемый к
стойке опоры непосредственно двумя болтами и более, поставленными вдоль пояса
траверсы
|
0,90
|
|
б) пояс, прикрепляемый к
стойке опоры одним болтом или через фасовку
|
0,75
|
|
в) раскос и распорка
|
0,75
|
|
3
Оттяжка из стального каната или пучка высокопрочной проволоки:
|
|
|
а) для промежуточной опоры
в нормальном режиме работы
|
0,90
|
|
б) для анкерной,
анкерно-угловой и угловой опор:
|
|
|
в
нормальном режиме работы
|
0,80
|
|
в
аварийном режиме работы
|
0,90
|
|
Примечание - Указанные в таблице коэффициенты условий работы
не распространяются на соединения элементов в узлах.
|
(Измененная редакция. Изм. № 2)
16.5 При определении приведенной гибкости по таблице 8 наибольшую гибкость всего стержня λmax следует вычислять по
формулам:
для четырехгранного стержня с
параллельными поясами, шарнирно опертого по концам,
для трехгранного равностороннего стержня с параллельными
поясами, шарнирно опертого по концам,
для свободно стоящей стойки пирамидальной формы (рисунок 15)
где l - геометрическая длина сквозного стержня;
b - расстояние между осями
поясов наиболее узкой грани стержня с параллельными поясами;
h - высота свободно стоящей стойки;
μ =
1,25(bs/bi)2
- 2,75(bs/bi) + 3,5
- коэффициент для определения расчетной длины, где bs и bi - расстояния между осями поясов
пирамидальной опоры в верхнем и нижнем основаниях наиболее узкой грани
соответственно.
Рисунок 22 - Схема траверсы с треугольной решеткой
16.6 Расчёт на устойчивость при сжатии с
изгибом сквозного стержня с решетками постоянного по длине сечения следует
выполнять по разделу 9.
Для равностороннего трехгранного сквозного стержня с
решетками постоянного по длине сечения относительный эксцентриситет следует
вычислять по формулам:
при изгибе в плоскости,
перпендикулярной к одной из граней,
при изгибе в плоскости, параллельной одной из граней,
где b - расстояние между осями поясов в плоскости грани;
β - коэффициент, равный 1,2 при болтовых
соединениях и 1,0 - при сварных соединениях.
16.7 При расчёте на устойчивость при сжатии с изгибом
сквозного стержня с решетками по 9.3.1
и 9.3.2 значение эксцентриситета e при болтовых соединениях элементов следует умножать на
коэффициент 1,2.
16.8 При проверке устойчивости отдельных поясов стержня
сквозного сечения опор с оттяжками при сжатии с изгибом, продольную силу в
каждом поясе следует определять с учетом дополнительного усилия Nad
от изгибающего момента М, вычисляемого по деформированной схеме.
Для шарнирно опертой по концам
решётчатой стойки постоянного по длине прямоугольного сечения (тип 2, таблица 8) опоры с оттяжками значение момента М
в середине длины стойки при изгибе её в одной из плоскостей х-х
или у-у следует определять по формуле
|
M = Mq + (βN/δ)(fq + fn),
|
(206)
|
где Mq -
изгибающий момент в середине длины стойки от поперечной нагрузки, определяемый
как в балках;
β -
коэффициент, принимаемый согласно 16.6;
N - продольная сила в стойке;
fq - прогиб стойки в середине длины от
поперечной нагрузки, определяемый как в обычных балках с использованием
приведенного момента инерции сечения Ief;
fn = 0,0013l - начальный прогиб
стойки в плоскости изгиба;
δ = 1 - 0,1Nl2/(EIef).
Здесь: l -
длина стойки; Ief = Аl2/λef2,
где А - площадь сечения стойки;
λef - приведенная гибкость стойки, определяемая по таблице 8 для сечения типа 2 с заменой в формуле (16) λmax на λx или λy соответственно плоскости изгиба.
При изгибе стойки в двух плоскостях усилие Nad
следует определять по формуле (124);
при этом начальный прогиб fn следует
учитывать только в той плоскости, в которой составляющая усилия Nad
от момента Мх или Му имеет наибольшее
значение.
16.9 Поперечную силу Q в шарнирно опертой по концам
стойке с решетками постоянного по длине прямоугольного сечения (тип 2, таблица 8) опоры с оттяжками при сжатии с изгибом в
одной из плоскостей х-х или у-у следует принимать
постоянной по длине стойки и определять по формуле
|
|
(207)
|
где Qmax - максимальная поперечная сила от поперечной нагрузки в плоскости
изгиба, определяемая как в балках.
Остальные обозначения в формуле (207) следует принимать такими же, как в формуле (206).
16.10 Для шарнирно опертой по концам решетчатой стойки
постоянного по длине треугольного сквозного сечения (тип 3, таблица 8) опоры с оттяжками при сжатии с изгибом в
одной из плоскостей х-х или у-у значение момента М
в середине ее длины следует определять по формуле (206), а приведенную гибкость - по таблице 8 для сечения типа 3.
При изгибе стойки в двух
плоскостях значение усилия Nad следует принимать большим из
двух значений, определяемых по формуле
|
Nad
= 1,16Mx/b или Nad = 0,58Mx/b + Мy/b.
|
(208)
|
При учете обоих моментов Мх
и Му во второй формуле (208)
начальный прогиб стойки fn в каждой из двух плоскостей следует принимать равным 0,001l.
16.11 Поперечную силу Q в плоскости грани в шарнирно
опертой по концам решетчатой стойке треугольного сквозного сечения опоры с
оттяжками при сжатии с изгибом следует определять по формуле (207) с учетом приведенной гибкости λef, определяемой по таблице 8 для сечения типа 3.
16.12 Расчёт на устойчивость сжатых
элементов конструкций из одиночных уголков (поясов, решетки) следует выполнять
с учетом эксцентричного приложения продольной силы.
Как центрально сжатые по формуле (7) эти элементы следует рассчитывать при условии
умножения продольных сил на коэффициенты αm
и αd принимаемые
не менее 1,0.
В пространственных болтовых конструкциях по рисунку 15 (кроме рисунка 15, в) и концевых опор) при центрировании в узле
элементов из одиночных равнополочных уголков по их рискам при однорядном
расположении болтов в элементах решетки и прикреплении раскосов в узле с двух
сторон полки пояса значения коэффициентов αm и αd
следует определять:
для поясов при ≤ 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;
|
(209)
|
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;
|
(210)
|
для раскосов, 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 + (1,8c/b - 0,86)Nmd/Nm;
|
(211)
|
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.
|
(212)
|
Для пространственных болтовых
конструкций по рисунку 15, г), д) в формулах (210) и (212)
следует принимать 0,45 ≤ c/b < 0,55.
В формулах (211) и (212) отношение расстояния по полке уголка
раскоса от обушка до риски, на которой установлены болты, к ширине полки уголка
раскоса принято от 0,54 до 0,6; при отношении, равном 0,5, коэффициент αd, вычисленный по формулам (211) и (212),
должен быть увеличен на 5 %.
В пространственных сварных конструкциях из одиночных
равнополочных уголков по рисунку 15, б), г) (кроме концевых опор) с
прикреплением раскосов в узле только с внутренней стороны полки пояса при Nmd/Nm
≤ 0,7 значения коэффициентов αm и αd следует принимать:
при центрировании в узлах
элементов по центрам тяжести сечений
αm = αd = 1,0;
при центрировании в узлах осей раскосов на обушок пояса
αm = αd = 1,0 + 0,12Nmd/Nm.
При расчете конструкций на
совместное действие вертикальных и поперечных нагрузок и крутящего момента,
вызванного обрывом проводов или тросов, принимают αm = αd = 1,0.
Обозначения, принятые в формулах (209) - (212):
с - расстояние по полке уголка пояса от обушка до
риски, на которой расположен центр узла;
b - ширина полки уголка
пояса;
Nm - продольная сила в панели пояса;
Nmd - сумма проекций на ось пояса усилий в
раскосах, примыкающих к одной полке пояса, передаваемая на него в узле и
определяемая при том же сочетании нагрузок, как для Nm; при
расчете пояса следует принимать большее из значений Nmd,
полученных для узлов по концам панели, а при расчете раскосов - для узла, к
которому примыкает раскос.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
16.13 Расчётные длины lef
и радиусы инерции сечений i при определении гибкости элементов плоских
траверс с поясами и решёткой из одиночных уголков (см. рисунок 22) следует
принимать равными:
для пояса lef = lm, i = imin lef
= lm1, i = ix;
для раскоса lef = ld, i = imin;
для распорки lef =
lc, i = imin,
где ix - радиус инерции сечения относительно оси, параллельной
плоскости решётки траверсы.
16.14 Гибкость первого снизу раскоса из
одиночного уголка решётчатой свободно стоящей опоры ВЛ не должна превышать 160.
16.15 Отклонения верха опор и прогибы траверс не должны
превышать значений, приведенных в таблице 46.
16.16 В стальных пространственных
конструкциях опор ВЛ и ОРУ из одиночных уголков следует предусматривать в
поперечных сечениях диафрагмы, которые должны располагаться в стойках свободно стоящих
опор не реже, чем через 25 м, и в стойках опор на оттяжках не реже, чем через
15 м. Диафрагмы должны также устанавливаться в местах приложения
сосредоточенных нагрузок и переломов поясов.
16.17 При расчёте на смятие соединяемых
элементов решетки в одноболтовых соединениях с расстоянием от края элемента до
центра отверстия вдоль усилия менее 1,5d следует учитывать примечание 2
к таблице 40.
В одноболтовых соединениях элементов, постоянно работающих
на растяжение (тяг траверс, элементов, примыкающих к узлам крепления проводов и
тросов, и в местах крепления оборудования), расстояние от края элемента до
центра отверстия вдоль усилия следует принимать не менее 2d.
16.18 Раскосы, прикрепляемые к поясу болтами в одном узле,
должны быть расположены с двух сторон полки поясного уголка.
Таблица
46
|
Конструкция и направление отклонения
|
Относительное отклонение верха опоры (к
высоте опоры)
|
Относительный
прогиб траверсы и балки (к пролету или длине консоли)
|
|
Вертикальный
|
Горизонтальный
|
|
в пролете
|
на консоли
|
в пролете
|
на консоли
|
|
1
|
Концевая и угловая опора ВЛ анкерного
типа высотой до 60 м вдоль проводов
|
1
120
|
1
200
|
1
70
|
Не
ограничивается
|
|
2
|
Опора ВЛ анкерного типа высотой до 60 м
вдоль проводов
|
1
100
|
1
120
|
1
70
|
Тоже
|
|
3
|
Промежуточная опора ВЛ (кроме
переходной) вдоль и поперек проводов
|
Не
ограничивается
|
1
150
|
1
50
|
«
|
|
4
|
Переходные опоры ВЛ всех типов высотой
свыше 60 м вдоль проводов
|
1
140
|
1
200
|
1
70
|
«
|
|
5
|
Опора ОРУ вдоль проводов
|
1
|
11
200
|
1
70
|
1
200
|
1
70
|
|
6
|
То же, поперек проводов
|
1
70
|
Не ограничивается
|
Не ограничивается
|
Не ограничивается
|
|
7
|
Стойка опоры под оборудование
|
1
100
|
-
|
-
|
-
|
-
|
|
8
|
Балка под оборудование
|
-
|
1
300
|
1
250
|
-
|
-
|
|
Примечания
1 Отклонение опор ОРУ и
траверс опор ВЛ в аварийном и монтажном режимах не нормируется.
2
Отклонения и прогибы по позициям 7 и 8 должны быть уменьшены, если
техническими условиями на эксплуатацию оборудования установлены более жесткие
требования.
|
(Измененная редакция. Изм. № 2)
16.19 В болтовых стыках поясных равнополочных уголков число
болтов в стыке следует назначать чётным и распределять болты поровну между
полками уголка.
Число болтов при однорядном и шахматном их расположении, а
также число поперечных рядов болтов при двухрядном их расположении следует
назначать не более пяти на одной полке уголка с каждой стороны от стыка.
Указанное число болтов и поперечных рядов следует
увеличивать до семи при условии уменьшения значения коэффициента γb, определяемого по таблице 41, умножением на 0,85.
16.20 Расчёт на устойчивость
стенок опор из многогранных труб при числе граней от 8 до 12 следует выполнять
по формуле
где σ1 -
наибольшее сжимающее напряжение в сечении опоры при ее расчете по
деформированной схеме;
σcr - критическое напряжение, вычисляемое по формуле
|
|
(214)
|
– условная гибкость стенки грани
шириной b и толщиной t;
ψ = 1 + 0,033(1 - σ2/σ1),
где следует принимать не более 2,4;
σ2 - наименьшее напряжение в сечении,
принимаемое при растяжении со знаком «минус».
Многогранные трубы должны соответствовать требованиям 11.2.1 и 11.2.2 для круглых труб с радиусом описанной
окружности.
17 Требования по проектированию конструкций
антенных сооружений связи высотой до 500 м
17.1 Для стальных конструкций антенных сооружений (АС) следует
применять стали согласно приложению В (кроме сталей С390К, С590, С590К), а
также сварные прямошовные и бесшовные трубы из стали С245, С255, С345, С355.
При этом следует принимать распределение конструкций по группам:
1 - оттяжки из стальных канатов и цепей различной
конфигурации, несущие ванты антенных полотен и антенные провода; элементы
(механические детали) оттяжек мачт и антенных полотен, детали крепления оттяжек
к фундаментам и к стволам стальных опор; фланцы и фланцевые соединения
элементов стволов мачт и башен, включая опорные фланцы и башмаки;
2 - сплошностенчатые и решетчатые стволы мачт и башен,
решетка, диафрагмы стволов башенных опор;
3 - лестницы, переходные площадки; металлоконструкции
крепления антенного оборудования.
Материалы для соединений следует принимать согласно разделу 5, нормативные и расчетные
сопротивления материалов и соединений - согласно разделу 6 и приложениям В и Г.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
17.2 Для оттяжек и элементов антенных
полотен следует применять стальные круглые канаты оцинкованные по группе СС,
грузовые нераскручивающиеся одинарной свивки (спиральные) или
нераскручивающиеся двойной крестовой свивки с металлическим сердечником
(круглопрядные), при этом спиральные канаты следует применять при расчётных
усилиях до 325 кН. В канатах следует применять стальную круглую канатную
проволоку наибольших диаметров марки 1. Для средне- и сильноагрессивных сред -
применять канаты, оцинкованные по группе ЖС, с требованиями для канатов группы
СС. При увеличении длины обвязок из мягкой оцинкованной проволоки,
расположенных по концам канатов, на 25 % следует применять раскручивающиеся
канаты.
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 круглой проволоки, следует применять стальные канаты закрытого типа
из зетобразных и клиновидных оцинкованных проволок.
17.3 Концы стальных канатов в стаканах или муфтах следует
закреплять заливкой цинковым сплавом ЦАМ9-1,5Л.
17.4 Для элементов антенных полотен следует применять
провода согласно таблице Б.2.
Применение медных проволок допускается только в случаях технологической
необходимости.
17.5 Значение расчётного сопротивления (усилия) растяжению
проводов и проволок следует принимать равным значению разрывного усилия,
установленному государственными стандартами, делённому на коэффициент
надежности по материалу γm;
для алюминиевых и медных проводов γm = 2,5;
для сталеалюминиевых проводов
при номинальных сечениях, мм2;
|
16 и 25
|
- γm = 2,8;
|
|
|
|
35 - 95
|
- γm = 2,5;
|
|
|
|
120 и более
|
- γm = 2,2;
|
|
|
для биметаллических сталемедных
проволок γm = 2,0.
17.6 При расчётах конструкций АС следует принимать
коэффициенты условий работы, установленные в 4.3; разделе 14 и таблице 47.
Таблица 47
|
Элементы
конструкций
|
Коэффициент условий работы γс
|
|
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 и более оттяжек в ярусе
|
0,95
|
|
Заделка концов на коуше зажимами или
точечное опрессование во втулке
|
0,75
|
|
Оплётка 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 соединений при работе их на растяжение с изгибом
|
0,65
|
|
Проушины при работе на растяжение
|
0,65
|
|
Детали креплений и соединений стальных канатов:
|
|
|
механические, кроме осей шарниров
|
0,80
|
|
оси шарниров при смятии
|
0,90
|
17.7 Относительные отклонения опор
(к высоте) не должны превышать значений (кроме отклонений опор, для которых
техническим заданием на проектирование установлены иные значения):
1/100 - при ветровой или гололедной нагрузке;
1/300 - при односторонней подвеске антенны к опоре при
отсутствии ветра.
17.8 Монтажные соединения элементов
конструкций (в том числе, фланцевые), передающие расчетные усилия, следует
проектировать на болтах класса точности В и классов прочности 8.8 и 10.9. При
знакопеременных усилиях следует принимать соединения на болтах классов
прочности 8.8 и 10.9 с обязательным натяжением болтов на усилие Рb (по 14.3.6)
или на монтажной сварке.
Во фланцевых соединениях следует применять высокопрочные болты.
Применение монтажной сварки или болтов класса точности А
должно быть согласовано с монтирующей организацией.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
17.9 Раскосы гибкостью более 250 при перекрестной решётке в
местах пересечений должны быть скреплены между собой.
Прогибы распорок диафрагм и элементов технологических
площадок в вертикальной и горизонтальной плоскостях не должны превышать 1/250
пролета.
17.10 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.
17.11 Болты фланцевых соединений труб
следует размещать на одной окружности минимально возможного диаметра на равных
расстояниях между собой.
17.12 Элементы решетки ферм, сходящиеся в одном узле,
следует центрировать на ось пояса в точке пересечения их осей. В местах
примыкания раскосов к фланцам их расцентровка должна быть не более трети
размера поперечного сечения пояса. При расцентровке на больший размер элементы
должны быть рассчитаны с учетом узловых моментов.
В прорезных фасонках для крепления раскосов из круглой стали
конец прорези следует засверливать отверстием диаметром в 1,2 раза больше
диаметра раскоса.
17.13 Оттяжки в мачтах с решётчатым стволом следует
центрировать в точке пересечения осей поясов и распорок. За условную ось
оттяжек следует принимать хорду.
Листовые проушины для крепления оттяжек должны подкрепляться
ребрами жесткости, предохраняющими их от изгиба.
Конструкции узлов крепления оттяжек, которые не вписываются
в транспортные габариты секций ствола мачт, следует проектировать на отдельных
вставках в стволе в виде жестких габаритных диафрагм.
17.14 Натяжные устройства (муфты), служащие для
регулирования длины и закрепления оттяжек мачт, должны крепиться к анкерным
устройствам гибкой канатной вставкой. Длина канатной вставки между торцами
втулок должна быть не менее 20 диаметров каната.
17.15 Для элементов АС следует применять типовые
механические детали, прошедшие испытания на прочность и усталость.
Резьбу на растянутых элементах следует принимать согласно
действующим НД (исполнение впадины резьбы с закруглением).
17.16 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) виброгасителей
рессорного типа. Низкочастотные гасители следует выбирать в зависимости от
частоты основного тона оттяжки, провода или каната. Расстояние s от
концевой заделки каната до места подвески гасителей следует определять по
формуле
|
|
(215)
|
где d - диаметр каната,
провода, мм;
m - масса 1 м каната,
провода, кг;
Р - предварительное натяжение в канате, проводе, Н.
Высокочастотные гасители следует устанавливать выше
низкочастотных на расстоянии s. При пролетах проводов и канатов антенных
полотен, превышающих 300 м, гасители следует устанавливать независимо от
расчета.
Для гашения колебаний типа «галопирование» следует изменять
свободную длину каната (провода) поводками.
17.17 Антенные сооружения радиосвязи
необходимо окрашивать согласно требованиям по маркировке и светоограждению
высотных препятствий.
17.18 Механические детали оттяжек, арматуры изоляторов, а
также метизы должны быть оцинкованными.
18 Требования по проектированию конструкций зданий
и сооружений при реконструкции
18.1.1 Остаточный ресурс конструкций зданий и сооружений
следует оценивать на основании анализа имеющейся технической документации,
визуального, инструментального освидетельствований, проверочных расчетов
несущей способности и деформативности конструктивных элементов, имеющих дефекты
или получивших повреждение в процессе эксплуатации. В итоге освидетельствования
техническое состояние элементов зданий и сооружений должно быть определено в
соответствии с действующими нормативными документами как:
нормативное - при отсутствии дефектов и повреждений и
соответствии всех требований проектной документации, действующим нормам и
национальным стандартам;
работоспособное - при наличии дефектов и повреждений
локального характера, которые при последующем развитии не могут оказать влияния
на несущую способность других элементов и конструкции в целом, и не
ограничивают в конкретных условиях нормальную эксплуатацию здания или
сооружения;
ограниченно работоспособное - при наличии дефектов и
повреждений, не представляющих опасности внезапного разрушения или потери
устойчивости конструкций, но могущих в дальнейшем вызвать повреждения других
элементов и узлов конструкций, или (при развитии повреждения) перейти в
категорию опасных, когда для обеспечения эксплуатации здания (сооружения)
необходим контроль за состоянием конструкций, за продолжительностью их
эксплуатации, за параметрами технологических процессов (например, ограничение
грузоподъемности мостовых кранов) или требуется усиление конструкций;
аварийное - при наличии дефектов и повреждений,
свидетельствующих об исчерпании несущей способности особо ответственных
элементов и соединений, представляющих опасность разрушения конструкций и
могущих вызвать потерю устойчивости объекта в целом.
18.1.2 При усилении или изменении условий работы сохраняемых
конструкций следует обеспечивать как минимум их работоспособное состояние.
На период от проведения обследования до усиления
конструкции, находящиеся в ограниченно работоспособном состоянии, должны быть
обеспечены необходимым контролем.
При усилении конструкций следует предусматривать
конструктивные решения и методы производства работ, обеспечивающие плавное
включение элементов и конструкций усиления в совместную работу с сохраняемыми
конструкциями, в том числе при использовании искусственного регулирования усилий
и временной разгрузки конструкций.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
18.1.3 Для конструкций, запроектированных по ранее
действовавшим нормам и техническим условиям, проверочный расчет не следует
проводить в случаях, если за период эксплуатации не менее 15 лет в них не
возникли дефекты и повреждения, не изменились условия дальнейшей эксплуатации,
нагрузки и воздействия, а при их изменении не увеличились усилия в основных
элементах.
18.2.1 Оценивать качество материала конструкций следует по
данным заводских сертификатов или по результатам испытаний образцов. Испытания
следует выполнять при отсутствии исполнительной документации или сертификатов,
недостаточности имеющихся в них сведений или обнаружении повреждений, которые
могли быть вызваны низким качеством металла.
18.2.2 При исследовании и испытании
металла следует определять следующие показатели:
химический состав - массовую долю элементов по таблице В.2 (приложение В);
предел текучести, временное сопротивление и относительное
удлинение при испытаниях на растяжение (следует проводить испытания с построением
диаграммы работы стали);
ударную вязкость для температур, соответствующих группе
конструкций и расчётной температуре по таблице В.1 (приложение В);
в отдельных случаях макро- и микроструктуру стали (в частности,
для конструкций 1-й и 2-й групп приложения В.
Ударную вязкость не следует оценивать в случае кипящих и
бессемеровских сталей, а также других углеродистых сталей с содержанием серы S
> 0,55 % или фосфора Р > 0,050 %.
Места отбора проб для определения перечисленных показателей,
число проб и необходимость усиления мест вырезки устанавливает организация,
производящая обследование конструкций.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
18.2.3 Исследования и испытания металла конструкций,
изготовленных до 1950 г., следует проводить в специализированных
научно-исследовательских институтах, где, кроме свойств металла,
устанавливается способ производства стали: пудлинговая, конвертерная с
продувкой воздухом (бессемеровская или томасовская), мартеновская или
электросталь.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
18.2.4 Расчетные сопротивления
проката, гнутых профилей и труб сохраняемых конструкций следует назначать
согласно требованиям 6.1, при этом
значения Ryn, Run и γm
следует принимать:
для металла конструкций, изготовленных до 1950 г., - по
полученным при испытаниях минимальным значениям предела текучести и временного
сопротивления, γm = 1,2;
Ry для пудлинговой стали должно быть не более 170 Н/мм2,
для конвертерной, мартеновской и электростали - не более 210 Н/мм2;
для металла конструкций, изготовленных после 1950 г.:
а) при наличии сертификата - по минимальным значениям
предела текучести и временного сопротивления, установленным в НД, по которым
изготовлена данная металлопродукция; γm
= 1,15 - для проката, изготовленного до 1982 г.; γm = 1,1 - для проката, изготовленного после 1982
г.; γm =
1,05 - для проката, изготовленного после 1988 г. по НД, использующей
статистическую процедуру контроля свойств проката;
б) при отсутствии сертификата (по результатам исследований
металла согласно 18.2.2, а также по
сведениям о виде проката и времени строительства следует определять марку стали
и нормативный документ, по которому изготовлена данная металлопродукция) - по
минимальным значениям предела текучести и временного сопротивления,
установленным в нормативном документе для данной продукции, γm = 1,15;
в) в случаях, когда идентифицировать сталь не удалось, - по
минимальному результату испытаний, γm = 1,15; Ry
должно быть не более 210 Н/мм2.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
18.2.5 Расчётные сопротивления сварных соединений
сохраняемых конструкций, подлежащих реконструкции или усилению, следует
назначать с учётом марки стали, сварочных материалов, видов сварки, положения
швов и способов их контроля, примененных в конструкциях.
При отсутствии установленных нормами необходимых данных
следует принимать:
для угловых швов Rwf = Rwz = 0,44Run; βf = 0,7 и βz = 1,0, считая при этом γc = 0,8;
для растянутых стыковых швов Rwy = 0,55Ry
в конструкциях, изготовленных до 1972 г., и Rwy = 0,85Ry - после 1972 г. Уточнять несущую способность сварных
соединений следует по результатам испытаний образцов, взятых из конструкции.
18.2.6 Расчётные сопротивления срезу и растяжению болтов, а
также смятию элементов, соединяемых болтами, следует определять согласно 6.5. Если невозможно установить класс
прочности болтов, то значения расчётных сопротивлений одноболтовых соединений
следует принимать: Rbs = 150 H/мм2 и Rbt = H/мм2.
18.2.7 Расчётные сопротивления заклепочных соединений
следует принимать по таблице 48.
Если в исполнительной документации отсутствуют указания о
способе образования отверстий и материале заклепок и установить их по имеющимся
данным не представляется возможным, расчетные сопротивления следует принимать
по таблице 48 как для соединений на заклепках группы С из стали марки Ст 2.
Расчёт заклёпочных соединений следует выполнять согласно
формулам 14.2.9, принимая Rbs
= Rrs; Rbp = Rrp; Rbt = Rrt; Аb = Аbn = Аr
= 0,785dг2; γb
= 1; db = dr.
Таблица 48
|
Напряженное состояние
|
Условное обозначение
|
Группа соединения
|
Расчетное
сопротивление заклепочного
соединения, Н/мм2
|
|
срезу
и растяжению заклепок из стали
малок
|
смятию соединяемых элементов
|
|
Ст2,
Ст3
|
09Г2
|
|
Срез
|
Rrs
|
В
|
180
|
220
|
-
|
|
С
|
160
|
-
|
-
|
|
Растяжение (отрыв головки)
|
Rrt
|
В,
С
|
120
|
150
|
-
|
|
Смятие
|
Rrp
|
В
|
-
|
-
|
Rrp = 2Ry
|
|
С
|
-
|
-
|
Rrp = 1,7Ry
|
|
Примечания
1 К группе В следует
относить соединения, в которых заклепки поставлены в отверстия, сверленные в
собранных элементах или в деталях по кондукторам; к группе С - соединения, в
которых заклепки поставлены в отверстия, продавленные или сверленные без
кондуктора в отдельных деталях.
2
При применении заклёпок с потайными или полупотайными головками расчетные
сопротивления заклепочных соединений срезу и смятию следует понижать
умножением на коэффициент 0,8. Работа указанных заклепок на растяжение не
допускается.
|
18.3.1 Конструкции, эксплуатируемые при расчетной
температуре t ≥
-45 °Си изготовленные из кипящей малоуглеродистой стали, а также из других
сталей, у которых по результатам испытаний значения ударной вязкости ниже
гарантированных государственными стандартами по сталям для групп конструкций в
соответствии с требованиями приложения В, 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
конструкций, если эксплуатация их ее будет соответствовать указанному условию,
следует принимать на основании заключения.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
18.3.2 Расчётную схему конструкции
следует принимать с учетом особенностей её действительной работы, в том числе с
учетом фактических отклонений геометрической формы, размеров сечений, условий
закрепления и выполнения узлов сопряжения элементов.
Проверочные расчёты элементов конструкций и их соединений
следует выполнять с учетом обнаруженных дефектов и повреждений, коррозионного
износа, фактических условий сопряжения и опирания. Принимая для позиций 4 и 5
таблицы 1 коэффициент условий работы γс = 1,0, расчёт
элементов следует выполнять по деформированной схеме.
18.3.3 Конструкции, не удовлетворяющие требованиям 15.7.1 - 15.7.5, 17.2 и
разделов 7 - 9, 11 - 14, а также
требованиям СП 20.13330 по ограничению
вертикальных прогибов, должны быть усилены или заменены, за исключением
случаев, указанных в настоящем подразделе.
Отклонения от геометрической формы, размеров элементов и
соединений от номинальных, превышающие допускаемые действующими стандартами и СП 70.13330, но
не препятствующие нормальной эксплуатации, не устраняются при условии
обеспечения несущей способности конструкций с учётом требований 18.3.2.
18.3.4 Не следует усиливать элементы
конструкций, если:
их вертикальные и горизонтальные прогибы и перемещения
превышают предельные значения, установленные СП 20.13330, но не
препятствуют нормальной эксплуатации, исхода из технологических требований;
их гибкость превышает предельные значения, установленные в 10.4, но отклонения
положения конструкций не превышают значений, установленных СП 70.13330, и
усилия в элементах не будут возрастать в процессе дальнейшей эксплуатации, а
также в тех случаях, когда возможность использования таких элементов проверена
расчётом или испытаниями.
18.3.5 При усилении конструкций следует учитывать
возможность предварительного напряжения и активного регулирования усилий (в том
числе за счёт сварки, изменений конструктивной и расчётной схем), а также
упругопластическую работу стали, закритическую работу тонкостенных элементов и
обшивок конструкций в соответствии с действующими нормами.
18.3.6 Конструкции усиления и методы его выполнения должны
предусматривать меры по снижению нежелательных дополнительных деформаций
элементов в процессе усиления в соответствии с 4.3.5.
Несущая способность конструкций в процессе выполнения работ
по усилению должна обеспечиваться с учетом влияния ослаблений сечений
дополнительными отверстиями под болты и влияния сварки.
В зависимости от степени нагруженности элементов усиление
конструкции должно производиться под полной нагрузкой, с частичной разгрузкой
или с полной разгрузкой.
18.3.7 Прерывистые фланговые швы применяются в конструкциях
3-й и 4-й групп (согласно приложению В), эксплуатируемых при расчетной температуре не ниже
минус 45 °С в неагрессивной или слабоагрессивной среде, для обеспечения
совместной работы деталей усиления и существующей конструкции.
Во всех случаях применения угловых швов следует назначать
минимально необходимые катеты. Концевые участки швов следует проектировать с
катетом большим, чем катет промежуточных участков, и устанавливать их размеры в
соответствии с расчётом.
(Измененная редакция. Изм. № 1)
18.3.8 При усилении элементов конструкций применяют
комбинированные соединения: заклёпочные с фрикционными или заклёпочные с
болтами класса точности А.
18.3.9 В элементах групп конструкций
1, 2, 3 или 4 (согласно приложению В),
подверженных при усилении нагреву вследствие сварки, расчётное напряжение σd не должно превышать значений 0,2Ry; 0,4Ry;
0,6Ry или 0,8Ry
соответственно.
Напряжение σd следует определять от нагрузок, действующих во время
усиления, для неусиленного сечения с учётом фактического состояния конструкций
(ослаблений сечения, искривлений элемента и др.).
При превышении указанных напряжений необходима разгрузка
конструкций или подведение временных опор.
18.3.10 Основными способами усиления конструкций являются:
увеличение площади поперечного сечения отдельных элементов
конструкции;
изменение конструктивной схемы всего каркаса или отдельных
элементов его;
регулирование напряжений.
Каждый из этих способов применяется самостоятельно или в
комбинации с другим.
18.3.11 При расчёте элементов
конструкций, усиленных путем увеличения сечения следует учитывать разные
расчётные сопротивления материалов конструкции и усиления. Следует принимать
одно расчётное сопротивление, равное меньшему из них, если они отличаются не
более чем на 15 %.
18.3.12 Расчёт на прочность и устойчивость элементов,
усиленных способом увеличения сечений следует выполнять с учётом напряжений,
существовавших в элементе в момент усиления (с учётом разгрузки конструкций).
При этом следует учитывать начальные искривления элементов, смещение центра
тяжести усиленного сечения и искривления, вызванные сваркой.
Искривления от сварки при проверке устойчивости элементов
при центральном сжатии и сжатии с изгибом следует учитывать введением
дополнительного коэффициента условий работы γc,ad = 0,8.
Проверку на прочность элементов, для которых согласно 18.3.11 принято одно расчётное
сопротивление, кроме расчета по формулам (50),
(51) и (105), следует выполнять на полное расчётное усилие без
учёта напряжений, существовавших до усиления, а при проверке стенок балок на
местную устойчивость следует использовать дополнительный коэффициент условий
работы γc,ad = 0,8.
18.3.13 Расчёт на прочность элементов конструкций,
усиливаемых методом увеличения сечений, следует выполнять по формулам:
а) для центрально растянутых симметрично усиливаемых
элементов - (5);
б) для центрально сжатых
симметрично усиливаемых элементов
где γN = 0,95 - коэффициент, принимаемый при усилении без
использования сварки;
γN = 0,95 - 0,25 σd/Ry - коэффициент,
принимаемый при усилении с использованием сварки;
в) для несимметрично усиливаемых
центрально растянутых, центрально сжатых и внецентренно сжатых элементов
|
|
(217)
|
где γM = 0,95 - коэффициент для конструкций группы 1;
γM = 1 для
конструкций групп 2, 3 и 4;
при N/(ARy)
≥ 0,6 следует принимать γM = γN, здесь γN следует определять как в формуле (216).
Изгибающие моменты Мх и Му
следует определять относительно главных осей усиленного сечения.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
18.3.14 Расчет на устойчивость
сжатых элементов сплошного сечения в плоскости действия моментов выполняется по
формуле
|
N/(φeARy,efγc)
≤ 1,
|
(218)
|
где А - площадь усиленного
сечения;
γc - коэффициент условий работы, принимаемый не более 0,9.
φe
- коэффициент, определяемый по таблице Д.3
(приложение Д) в зависимости от условной гибкости усиленного элемента и приведенного относительного эксцентриситета
mef = ηmf η -
коэффициент влияния формы сечения по таблице Д.2 (приложение Д);
здесь Wc - момент
сопротивления для наиболее сжатого волокна;
еf - эквивалентный эксцентриситет, учитывающий
особенности работы усиленного стержня и определяемый по формуле
|
ef = e + fж + kwfw.
|
(220)
|
где е - эксцентриситет
продольной силы относительно центральной оси усиленного сечения после усиления;
в тех случаях, когда эксцентриситет продольной силы остается неизменным, его
значение определяется выражением е = е0 - еA, где еA - смещение центра тяжести сечения при усилении, принимаемое
со своим знаком (рисунок 23, а) и б);
в общем случае сжатия с изгибом, а также в случае приложения
дополнительных продольных или поперечных сил после усиления, величина е
определяется выражением е = M/N, где М - расчетный
момент относительно центральной оси усиленного сечения; при несимметричном
усилении центрально сжатого (первоначально) элемента в качестве е0
случайный эксцентриситет учитывается с таким знаком, чтобы учесть наиболее
неблагоприятный случай;
Рисунок 23 - К определению эксцентриситета
продольной силы
при положительном (а) и отрицательном (б) значениях
fж
- определяется по формуле
|
|
(221)
|
здесь f0
- начальный прогиб усиливаемого элемента; в расчетах сжатых стержней на
устойчивость значение f0 определяется
от расчетных начальных нагрузок; в расчетах на деформативность - от нормативных
начальных нагрузок;
ΣIr - сумма моментов инерции элементов усиления, присоединяемых
одновременно, относительно их собственных центральных осей, перпендикулярных к плоскости
изгиба;
αN = Nэ/(Nэ
- N0) - коэффициент, учитывающий влияние продольной силы:
при расчете изгибаемых элементов αN = 1;
при малых значениях собственных моментов инерции элементов
усиления (ΣIr/I < 0,1) деформации не
учитывают и fж = f0;
при присоединении элементов усиления к плоским поверхностям
усиливаемого элемента, например, параллельным плоскости изгиба, принимается fж = f0;
fw -
дополнительный остаточный прогиб, возникающий вследствие приварки элементов
усиления, определяется по формуле
|
|
(222)
|
здесь a
- средний коэффициент прерывности шпоночного шва с учетом протяженности
концевых его участков (при сплошных швах а = 1); V
= 0,04kf2 - параметр
продольного укорочения элемента от наложения одиночного шва; kf - катет связующих
швов, см; l0 = lef
- расчетная длина элемента в плоскости изгиба (для однопролетных балок l0 - пролет балки); yi - расстояние от i-го шва до центральной оси
усиленного сечения, принимаемое со своим знаком; ni - коэффициент, учитывающий начальное
напряженно-деформированное состояние элемента и схему его усиления и зависящий
от ξi = σ0i/Ry0
- коэффициента, характеризующего уровень начальных напряжений в зоне i-го шва в наиболее нагруженном сечении элемента (рисунок
24).
1 - в
растянутой зоне сечения; 2 - в сжатой зоне, в расчетах на устойчивость; 3
- в сжатой
зоне в расчетах на деформативность; 4 - в растянутой и сжатой зонах
сечения при
схемах усиления, связанных с наложением двусторонних швов
Рисунок 24 - Зависимости n(ξ)
при швах
Если сварочный прогиб fw
является разгружающим фактором (знак fw не совпадает со знаком суммы (с + fж))
и приводит к уменьшению абсолютной величины эквивалентного эксцентриситета, то
значение kw принимается равным 0,5; в противном случае kw
= 1.
18.3.15 При расчёте на
устойчивость элементов при центральном сжатии и сжатии с изгибом следует
принимать для усиленного сечения в целом приведенное значение расчётного
сопротивления, вычисляемое по формуле
|
|
(223)
|
где Ry -
расчётное сопротивление основного металла, определяемое согласно требованиям 18.2.4;
k - коэффициент, вычисляемый по формуле
|
|
(224)
|
Здесь Rya -
расчётное сопротивление металла усиления;
А, I - соответственно площадь и момент инерции
неусиленного сечения элемента относительно оси, перпендикулярной к плоскости
проверки устойчивости;
Аа, Iа
- то же, усиленного сечения элемента в целом.
18.3.16 Не требуют усиления существующие стальные
конструкции, выполненные с отступлением от требований 14.1.7, 14.1.10,
14.2.2, 15.1, 15.2.1, 15.2.3,
15.3.3 - 15.3.5, 15.4.2,
15.4.5, 15.5.2, 15.5.4,
15.11.1, 16.14, 16.16,
17.8 - 17.11, 17.16,
при условии, что:
отсутствуют вызванные этими отступлениями повреждения
элементов конструкций;
исключены изменения в неблагоприятную сторону условий эксплуатации
конструкций;
несущая способность и жесткость обоснованы расчётом с учётом
требований 18.3.2, 18.3.4, 18.3.9;
выполняются мероприятия по предупреждению усталостного и
хрупкого разрушения конструкций, на которые распространяются требования 12.1.1, 12.1.3 и раздела 13.
При выполнении этих условий для проверок устойчивости
центрально сжатых элементов следует принимать тип сечения «b»
вместо типа «с» (см. таблицы 7 и Д.1 (приложение Д)).
(Измененная
редакция. Изм.
№ 1)
Приложение А
Основные буквенные обозначения величин
А - площадь сечения брутто;
Аbn - площадь сечения болта нетто;
Ad - площадь сечения раскосов;
Аf - площадь сечения полки (пояса);
Аn -
площадь сечения нетто;
Aw - площадь сечения стенки;
Аwf - площадь сечения по металлу углового шва;
Awz - площадь сечения по металлу границы
сплавления;
В - бимомент, изгибно-крутящий бимомент;
Е - модуль упругости;
F - сила;
G - модуль сдвига;
I -
момент инерции сечения брутто;
Ib - момент инерции сечения ветви;
Im, Id - моменты инерции
сечения пояса и раскосов фермы;
Ir - момент инерции сечения ребра, планки;
Irl - момент инерции сечения продольного ребра;
It - момент инерции при свободном
кручении;
Ix, Iy - моменты инерции сечения
брутто относительно осей х-х и y-y соответственно;
Ixn, Iyn - то же, сечения нетто;
Iω - секториальный момент инерции сечения;
Iωn - то же, сечения нетто;
М - момент, изгибающий момент;
Мх; Му - моменты
относительно осей х-х и y-y соответственно;
N - продольная сила;
Nad - дополнительное усилие;
Nbns - продольная сила от момента в ветви колонны;
Q - поперечная сила, сила сдвига;
Qfic - условная поперечная сила для соединительных элементов;
Qs - условная поперечная сила,
приходящаяся на систему планок, расположенных в одной плоскости;
Rba - расчётное
сопротивление растяжению фундаментных болтов;
Rbp - расчётное сопротивление смятию
одноболтового соединения;
Rbs - расчётное сопротивление срезу одноболтового соединения;
Rbt - расчётное сопротивление растяжению
одноболтового соединения;
Rbun
- нормативное сопротивление стали болтов, принимаемое равным временному
сопротивлению σв по национальным стандартам и
техническим условиям на болты;
Rbu - расчётное сопротивление растяжению
U-образных болтов;
Rbyn - нормативное сопротивление стали
болтов, принимаемое равным пределу текучести σт по национальным
стандартам и техническим условиям на болты;
Rcd -
расчётное сопротивление диаметральному сжатию катков (при свободном касании в
конструкциях с ограниченной подвижностью);
Rdh - расчётное сопротивление растяжению
высокопрочной проволоки;
Rlp - расчётное
сопротивление местному смятию в цилиндрических шарнирах (цапфах) при плотном
касании;
Rp - расчётное сопротивление стали смятию
торцевой поверхности (при наличии пригонки);
Rs - расчётное сопротивление стали сдвигу;
Ru - расчётное сопротивление стали
растяжению» сжатию, изгибу по временному сопротивлению;
Run - временное сопротивление стали, принимаемое равным
минимальному значению σв по национальным стандартам и
техническим условиям на сталь;
Rv - расчётное сопротивление стали
усталости;
Rwf - расчётное сопротивление угловых швов срезу (условному) по
металлу шва;
Rwu
- расчётное сопротивление стыковых сварных соединений растяжению, сжатию,
изгибу по временному сопротивлению;
Rwun - нормативное сопротивление металла шва по временному
сопротивлению;
Rws - расчётное сопротивление стыковых сварных соединений
сдвигу;
Rwy - расчётов сопротивление стыковых сварных соединений
растяжению, сжатию, изгибу по пределу текучести;
Rwz - расчётное сопротивление угловых швов срезу (условному) по
металлу границы сплавления;
Ry - расчётное сопротивление стали растяжению, сжатию, изгибу
по пределу текучести;
Ryf - то же, для полки (пояса);
Ryw - то же, для стенки;
Ryn - предел текучести стали, принимаемый
равным значению предела текучести σт по национальным
стандартам и техническим условиям на сталь;
S - статический момент сдвигаемой части сечения
брутто относительно нейтральной оси;
Wx; Wy - моменты
сопротивления сечения брутто относительно осей х-х и у-у
соответственно;
Wc; Wt
- моменты сопротивления сечения для сжатой и растянутой полки соответственно;
Wxn; Wyn
- моменты сопротивления сечения нетто относительно осей х-х и у-у
соответственно;
Wω - секториальный момент
сопротивления сечения брутто;
Wωn - секториальный момент сопротивления сечения нетто;
Wcω; Wtω -
секториальный момент сопротивления сечения для наиболее сжатой и растянутой
точки сечения соответственно;
b -
ширина;
bef - расчётная ширина;
bf - ширина полки (пояса);
br - ширина выступающей части ребра, свеса;
cx; cy - коэффициенты для
расчёта с учётом развития пластических деформаций при изгибе относительно осей х-х,
у-у соответственно;
d - диаметр отверстия болта;
db - наружный диаметр стержня болта;
е - эксцентриситет силы;
h - высота;
hef - расчётная высота стенки;
hw - высота стенки;
i - радиус инерции сечения;
imin - наименьший радиус инерции сечения;
ix; iy - радиусы инерции
сечения относительно осей х-х и у-у соответственно;
kf - катет углового шва;
l -
длина, пролет;
lc - длина стойки,
колонны, распорки;
ld - длина
раскоса;
lef - расчётная
длина;
lm - длина панели пояса фермы или колонны;
ls - длина планки;
lw - длина сварного шва;
lx; ly - расчётные длины
элемента в плоскостях, перпендикулярных осям х-х и у-у
соответственно;
m -
относительный эксцентриситет, m
= еА/Wc;
r - радиус;
t - толщина;
tf - толщина полки (пояса);
tw - толщина стенки;
αf - отношение площадей сечений полки (пояса) и стенки, αf = Аf/Aw;
βf; βz - коэффициенты для
расчёта углового шва соответственно по металлу шва и по металлу границы
сплавления;
γb - коэффициент условий работы болтового соединения;
γc - коэффициент условий работы;
γf - коэффициент надежности по нагрузке;
γm -
коэффициент надежности по материалу;
γn -
коэффициент надежности по ответственности;
γu - коэффициент надежности в расчётах по временному
сопротивлению;
γs - коэффициент надежности по устойчивости системы;
η - коэффициент влияния формы сечения;
λ - гибкость, λ = lef/i;
- условная гибкость, 
;
λef - приведённая гибкость стержня
сквозного сечения;
- условная
приведённая гибкость стержня сквозного сечения,
;
- условная гибкость свеса пояса, ;
- условная гибкость поясного листа, ;
- условная
гибкость стенки, ;
- предельная
условная гибкость свеса пояса (поясного листа);
- предельная
условная гибкость стенки;
λх; λy - расчётные гибкости
элемента в плоскостях, перпендикулярных осям х-х и у-у
соответственно;
|σ| - абсолютная
величина нормального напряжения;
σloc - местное напряжение;
σх; σy - нормальные напряжения,
параллельные осям х-х и у-у соответственно;
τ; τxy - касательное напряжение;
τх; τy - касательные напряжения,
параллельные осям х-х и у-у соответственно;
φ - коэффициент устойчивости при центральном
сжатии;
φx(y) - коэффициент устойчивости при сжатии;
φb - коэффициент устойчивости при изгибе;
φe - коэффициент устойчивости при сжатии с изгибом;
φexy - коэффициент устойчивости при сжатии с изгибом в двух
плоскостях;
ω - секториальная координата.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
Приложение Б
Физические характеристики материален для стальных
конструкций
Таблица
Б.1 - Физические характеристики материалов для стальных конструкций
|
Характеристики
|
Значение
|
|
Плотность ρ, кг/м3:
|
|
|
проката и стальных отливок
|
7850
|
|
отливок из чугуна
|
7200
|
|
Коэффициент линейного расширения α, °С-1
|
0,12·10-4
|
|
Модуль упругости E, Н/мм2
|
|
|
прокатной стали, стальных отливок
|
2,06·105
|
|
отливок из чугуна
марок:
|
|
|
СЧ15
|
0,83·105
|
|
СЧ20, СЧ25, СЧ30
|
0,98·105
|
|
пучков и прядей параллельных проволок
|
1,96·105
|
|
канатов стальных:
|
|
|
спиральных и закрытых несущих
|
1,67·105
|
|
двойной свивки
|
1,47·105
|
|
двойной свивки с неметаллическим
сердечником
|
1,27·105
|
|
Модуль сдвига прокатной стали и стальных отливок G, Н/мм2
|
0,79·105
|
|
Коэффициент поперечной деформации (Пуассона) v
|
0,3
|
|
Примечание - Значения модуля упругости приведены
для канатов, предварительно вытянутых усилием, равным
не менее 60 % разрывного усилия для каната в целом.
|
Таблица
Б.2 - Физические характеристики проводов и проволоки
|
Наименование материалов
|
Марка
и номинальное сечение, мм2
|
Модуль упругости E, Н/мм2
|
Коэффициент линейного расширения α, °С-1
|
|
Алюминиевые провода по ГОСТ
839
|
А,
АНП; 16 ÷ 800
|
0,630·105
|
0,23·10-4
|
|
Медные провода по ГОСТ
839
|
М;
4 ÷ 800
|
1,300·105
|
0,17·10-4
|
|
Сталеалюминевые провода по ГОСТ
839 при отношении площадей алюминия к стали,
равном:
|
АС,
АСК;
|
|
|
|
АСКП,
АСКС
|
|
6
÷ 6,25
|
10
и более
|
0,825·105
|
0,192·10-4
|
|
0,65
|
95
|
1,460·105
|
0,139·10-4
|
|
4,29
- 4,39
|
120
и более
|
0,890·105
|
0,183·10-4
|
|
7,71
- 8,04
|
150
и более
|
0,770·105
|
0,198·10-4
|
|
1,46
|
185
и более
|
1,140·105
|
0,155·10-4
|
|
12,22
|
330
|
0,665·105
|
0,212·10-4
|
|
18,2
÷ 18,5
|
400
и 500
|
0,665·105
|
0,212·10-4
|
|
Биметаллическая сталемедная
проволока по ГОСТ
3822 диаметром, мм:
|
БСМ
1
|
|
|
|
1,6 ÷ 4
|
2,0 ÷ 12,5
|
1,870·105
|
0,127·10-4
|
|
6
|
28,2
|
1,900·105
|
0,124·10-4
|
|
Примечание - Значения массы проводов и проволоки следует принимать по ГОСТ
839 и ГОСТ
3822.
|
Приложение В
Материалы для стальных конструкции и их расчетные
сопротивления
Группы
стальных конструкций
Группа 1. Сварные конструкции* или их элементы,
работающие в особо тяжелых условиях (согласно ГОСТ 25546), в
том числе максимально стесняющих развитие пластических деформаций, или
подвергающиеся непосредственному воздействию динамических**, вибрационных или
подвижных нагрузок [балки крановых путей; балки рабочих площадок; балки путей
подвесного транспорта; элементы конструкций бункерных и разгрузочных эстакад,
непосредственно воспринимающих нагрузки от подвижных составов; главные балки и
ригели рам при динамической нагрузке; пролетные строения транспортёрных
галерей; фасовки ферм; стенки, окрайки днищ, кольца жесткости, плавающие крыши,
покрытия резервуаров и газгольдеров; бункерные балки; оболочки параболических
бункеров; стальные оболочки свободно стоящих дымовых труб; сварные специальные
опоры больших переходов линий электропередачи (ВЛ) высотой более 60 м; элементы
оттяжек мачт и оттяжечных узлов].
Группа 2. Сварные конструкции либо их элементы,
работающие при статической нагрузке при наличии растягивающих напряжений
[фермы; ригели рам; балки перекрытий и покрытий; косоуры лестниц; оболочки
силосов; опоры ВЛ, за исключением сварных опор больших переходов; опоры
ошиновки открытых распределительных устройств подстанций (ОРУ); опоры
транспортёрных галерей; прожекторные мачты; элементы комбинированных опор
антенных сооружений (АС) и другие растянутые, растянуто-изгибаемые и изгибаемые
элементы], а также конструкции и их элементы группы 1 при отсутствии сварных
соединений и балки подвесных путей из двутавров по ГОСТ
19425 при наличии сварных монтажных соединений.
Группа 3. Сварные конструкции либо их элементы,
работающие при статической нагрузке, преимущественно на сжатие [колонны;
стойки; опорные плиты; элементы настила перекрытий; конструкции, поддерживающие
технологическое оборудование; вертикальные связи по колоннам с напряжениями в
расчетных сечениях связей 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 АС; колонны бетоновозных эстакад; прогоны покрытий и другие
сжатые и сжато-изгибаемые элементы], а также конструкции и их элементы группы 2
при отсутствии сварных соединений.
Группа 4. Вспомогательные конструкции зданий и
сооружений (связи, кроме указанных в группе 3; элементы фахверка; лестницы;
трапы; площадки; ограждения; металлоконструкции кабельных каналов;
вспомогательные элементы сооружений и т.п.); сооружения класса КС-1 (ГОСТ
27751) - теплицы; парники; здания, в которых не предусматривается
постоянное пребывание людей (мобильные сборно-разборные и контейнерного типа,
временные склады и сооружения с ограниченным сроком службы, шпунтовые
ограждения котлованов, временные опоры и т.п.), а также конструкции и их
элементы группы 3 при отсутствии сварных соединений.
(Измененная редакция. Изм. № 2)
Примечания
1 При назначении стали для
конструкций зданий и сооружений класса КС-3 (ГОСТ
27751) номер группы конструкций следует уменьшать на единицу (для групп 2 -
4).
2
При толщине проката t > 40 мм номер группы конструкций следует
уменьшать на единицу (для групп 2 - 4); при толщине проката t ≤ 6
мм - увеличивать на единицу (для групп 1 - 3).
_____________
* Конструкция или ее элемент считается
имеющим сварные соединения, если они расположены в местах действия значительных
расчетных растягивающих напряжений (σ > 0,3Ry; σ > 0,3Rwf
или σ > 0,3Rwz) либо в местах, где возможно разрушение сварного соединения,
например, из-за значительных остаточных напряжений, что может привести к
непригодности к эксплуатации конструкции в целом.
**
Конструкции относятся к подвергающимся воздействию динамических нагрузок, если
отношение абсолютного значения нормального напряжения, вызванного динамической
нагрузкой, к суммарному растягивающему напряжению от всех нагрузок в том же
сечении α > 0,2 - см. формулу (170).
Таблица
В.1 - Нормируемые показатели ударной вязкости проката и труб1)
|
Расчетная
температура, °С
|
Группа конструкций
|
Нормативное
сопротивление стали, Н/мм2
|
|
Ryn < 290
|
290
≤ Ryn < 390
|
390
≤ Ryn < 440
|
440
≤ Ryn < 540
|
Ryn ≥ 540
|
|
Показатели
ударной вязкости KCV, Дж/см2 5) 6)
|
|
при
температуре испытаний на ударный изгиб, °С
|
|
+20
|
0
|
-20
|
-40
|
-40
|
-60
|
-40
|
-60
|
-60
|
|
t ≥ -45
|
1,
2, 3
|
-
|
34
|
34
|
+
|
34
|
+
|
66/344)
|
40
|
66
|
|
4
|
+2)
|
343)
|
+
|
+
|
+
|
+
|
+
|
+
|
-
|
|
-45 > t
≥ -55
|
1
|
-
|
-
|
-
|
34
|
34
|
+
|
66/344)
|
+
|
66
|
|
2,
3
|
-
|
34
|
34
|
+
|
34
|
+
|
66/344)
|
+
|
66
|
|
4
|
-
|
34
|
343)
|
+
|
+
|
+
|
+
|
+
|
-
|
|
t ≤ -55
|
1,
2, 3
|
-
|
-
|
-
|
34
|
-
|
34
|
-
|
66/344)
|
66
|
|
4
|
-
|
-
|
34
|
+
|
+
|
+
|
+
|
+
|
-
|
|
Знак
«-» означает, что применение стали с такими гарантиями не допускается;
знак«+» - допускается
использовать фактические результаты механических свойств в поставленной
партии проката при нормативных значениях KCV-20, KCV-40,
KCV-60 ≥ 34 Дж/см2 и для сталей с Ryn ≥ 440
Н/мм2 при KCV-40, KCV-60 ≥ 66/34 Дж/см2.
____________
1) Нормы устанавливаются на основании испытаний на
ударный изгиб образцов с острым V-образным надрезом проката с толщиной не
менее 5 мм и труб с толщиной стенки не менее 5 мм. В случае толщины элемента
менее 5 мм, проведение испытаний не требуется.
2) Применяются стали С235 без гарантий по ударной
вязкости.
3) Для сооружений с ограниченным сроком службы и
пребыванием в них людей.
4) Числитель-нормативные значения для листовой стали и
труб; знаменатель - для фасонного проката.
5) В листовом прокате испытываются поперечные образцы,
в широкополосном универсальном, фасонном, сортовом прокате, в трубах и
профилях - продольные.
6) В электросварных
трубах нормы распространяются на ударную вязкость основного металла, металла
сварного шва и границы сплавления.
|
(Измененная редакция. Изм. № 1,
№ 2)
Таблица
В.2 - Требования до химическому составу
|
Нормативные
сопротивления стали, Н/мм2
|
Содержание
элементов*, % (не более)
|
Сз, % (не более)
|
|
С
|
Р
|
S
|
|
Ryn <
290
|
0,22
|
0,040
|
0,025
|
-
|
|
290
≤ Ryn
< 390
|
0,14
|
0,025
|
0,025
|
0,45
|
|
390
≤ Ryn < 540
|
0,12
|
0,017**
|
0,010**
|
0,46
|
|
540
≤ Ryn < 590
|
0,13
|
0,015
|
0,010
|
0,47
|
|
Ryn ≥ 590
|
0,15
|
0,015
|
0,004
|
0,60
|
|
___________
* Предельные отклонения по химическому
составу в готовом прокате принимаются по действующему стандарту.
**
S + P ≤ 0,020 %.
Примечания
1
Углеродный эквивалент Сэ %, следует определять по формуле
где
С, Mn, Si, Сr, Ni,
Сu, V, Nb, Mo, Р -
массовые доли элементов, %.
2 Для сталей с нормативным
сопротивлением 290 ≤ Ryn < 390 Н/мм2 повышение содержания
углерода до 0,17 %.
3
Для двутавров с параллельными гранями полок принимают содержание углерода для
сталей С345-1 и С355-1 - до 0,18 %; стали С390 - до 0,16 %; стали С440 - до
0,17 %.
|
(Измененная редакция. Изм. № 1,
№ 2)
Таблица
В.3 - Нормативные и расчетные сопротивления при растяжении, сжатии и
изгибе листового, широкополосного универсального, сортового проката и труб1)
|
Сталь
|
Толщина
проката, мм
|
Нормативное
сопротивление* проката и труб, Н/мм2
|
Расчетное
сопротивление** проката и труб, Н/мм2
|
|
Ryn
|
Run
|
Ry
|
Ru
|
|
С235
|
От 2,0 до 4,0 включ.
|
235
|
360
|
230/225
|
350/345
|
|
С245
|
От 2,0 до 20 включ.
|
245
|
370
|
240/235
|
360/350
|
|
С255
|
От 2,0 до 3,9 включ.
|
255
|
380
|
250/245
|
370/360
|
|
» 4,0 » 10 »
|
245
|
380
|
240/235
|
370/360
|
|
Св. 10 до 20 »
|
245
|
370
|
240/235
|
360/350
|
|
» 20 до 40 »
|
235
|
370
|
230/225
|
360/350
|
|
С345
|
От 2,0 до 10 включ.
|
345
|
490
|
340/330
|
480/470
|
|
С345К
|
От 4,0 до 10 включ.
|
345
|
470
|
340/330
|
460/450
|
|
С355
|
От 8,0 до 16 включ.
|
355
|
490
|
350/340
|
460/450
|
|
» 16 » 40 »
|
345
|
490
|
340/330
|
460/450
|
|
» 40 » 60 »
|
335
|
490
|
330/320
|
460/450
|
|
» 60 » 80 »
|
325
|
490
|
320/310
|
460/450
|
|
» 80 »100 »
|
315
|
470
|
310/300
|
460/450
|
|
» 100 »160 »
|
295
|
470
|
285/280
|
460/450
|
|
С355-1;
|
От 8,0 до 16 включ.
|
345
|
490
|
350/340
|
460/450
|
|
С355-К
|
» 16 » 40 »
|
345
|
490
|
340/330
|
460/450
|
|
» 40 » 50 »
|
335
|
490
|
330/320
|
460/450
|
|
С355П
|
От 8,0 до 16 включ.
|
355
|
490
|
350/340
|
460/450
|
|
» 16 » 40 »
|
345
|
490
|
340/330
|
460/450
|
|
С390;
|
От 8,0 до 50 включ.
|
390
|
520
|
380/370
|
505/495
|
|
С390-1
|
|
С440
|
От 8,0 до 50 включ.
|
440
|
540
|
430/420
|
525/515
|
|
С550
|
От 8,0 до 50 включ.
|
540
|
640
|
525/515
|
625/610
|
|
С590
|
От 8,0 до 50 включ.
|
590
|
685
|
575/560
|
670/650
|
|
С690
|
От 8,0 до 50 включ.
|
690
|
785
|
-/650
|
-/745
|
|
____________
* За нормативное сопротивление
приняты гарантированные значения предела текучести и временного
сопротивления, приводимые в НД. В тех случаях, когда эти значения в НД
приведены только в одной системе единиц - кгс/мм2, нормативные
сопротивления, Н/мм2, следует вычислять умножением соответствующих
значений на 9,81 с округлением до 5 Н/мм2.
**
Значения расчетных сопротивлений получены делением нормативных сопротивлений
на коэффициенты надежности по материалу, определенные в соответствии с
таблицей 3, с округлением до 5 Н/мм2. В числителе приведены
значения расчетных сопротивлений проката по нормативной документации, в
которой используется статистическая процедура контроля свойств проката (γm = 1,025); в знаменателе - расчетное сопротивление остального проката
при γm = 1,050.
|
(Измененная редакция. Изм. № 2)
____________
1) Трубы стальные бесшовные и бесшовные
горячедеформированные, а также электросварные прямошовные диаметром 114 - 530
мм с толщиной стенки от 4,0 до 12,7 мм; диаметром 508 - 1422 мм с толщиной
стенки от 8 до 50 мм и диаметром 530 - 1420 мм улучшенной свариваемости и
хладостойкости для строительных металлических конструкций следует принимать по
соответствующим действующим техническим условиям. Трубы диаметром 114 - 530 мм,
сваренные высокочастотной сваркой (ВЧС), следует применять только после
объемной термической обработки (ОТО).
(Измененная редакция. Изм. № 2)
Таблица
В.4 - Нормативные и расчетные сопротивления при растяжении, сжатии и
изгибе фасонного проката в виде двутавров с параллельными гранями полок
|
Сталь
|
Толщина
полки профилей, мм
|
Нормативное
сопротивление проката, Н/мм2
|
Расчетное
сопротивление проката, Н/мм2
|
|
Ryn
|
Run
|
Ry
|
Ru
|
|
|
≤ 10
|
255
|
380
|
250
|
370
|
|
|
Св. 10 до 20 включ.
|
245
|
370
|
240
|
360
|
|
|
» 20 » 40 »
|
235
|
370
|
230
|
360
|
|
С255Б;
|
» 40 » 60 »
|
235
|
370
|
230
|
360
|
|
С255Б-1
|
» 60 » 80 »
|
225
|
370
|
220
|
360
|
|
|
» 80 » 100 »
|
215
|
370
|
210
|
360
|
|
|
> 100
|
200
|
360
|
195
|
350
|
|
|
≤ 10
|
345
|
480
|
335
|
470
|
|
С345Б
|
Св. 10 до 20 включ.
|
325
|
470
|
315
|
460
|
|
|
» 20 » 40 »
|
305
|
460
|
300
|
450
|
|
|
» 40 » 60 »
|
285
|
450
|
280
|
440
|
|
|
≤ 10
|
345
|
490
|
335
|
480
|
|
С345Б-1
|
Св. 10 до 20 включ.
|
325
|
470
|
315
|
460
|
|
|
» 20 » 40 »
|
305
|
460
|
300
|
450
|
|
|
» 40 » 60 »
|
285
|
450
|
280
|
440
|
|
|
≤ 20
|
355
|
470
|
345
|
460
|
|
|
Св. 20 до 40 включ.
|
345
|
470
|
335
|
460
|
|
С355Б
|
» 40 » 60 »
|
335
|
470
|
325
|
460
|
|
|
» 60 » 80 »
|
325
|
460
|
315
|
450
|
|
|
» 80 » 100 »
|
315
|
460
|
305
|
450
|
|
|
> 100
|
295
|
460
|
290
|
450
|
|
|
≤ 20
|
355
|
470
|
345
|
460
|
|
С355Б-1
|
Св. 20 до 40 включ.
|
345
|
470
|
335
|
460
|
|
|
» 40 » 60 »
|
335
|
470
|
325
|
460
|
|
|
≤ 30
|
390
|
520
|
380
|
505
|
|
С390Б
|
Св. 30 до 60 включ.
|
370
|
490
|
360
|
480
|
|
|
Св. 60 до 80 включ.
|
360
|
480
|
350
|
470
|
|
|
Св. 80 до 100 включ.
|
350
|
480
|
340
|
470
|
|
|
> 100
|
330
|
470
|
320
|
460
|
|
|
Св. 20 до 30 включ.
|
430
|
560
|
420
|
545
|
|
С440Б
|
» 30 » 80 »
|
420
|
520
|
410
|
505
|
|
|
» 80 » 100 »
|
400
|
520
|
390
|
505
|
|
|
> 100
|
380
|
500
|
370
|
490
|
|
Примечание - Цифра 1 в первом столбце означает вариант
химического состава.
|
(Измененная редакция. Изм. № 1)
Таблица
В.5 - Нормативные и расчётные сопротивления при растяжении, сжатии и
изгибе фасонного проката
|
Сталь
|
Толщина проката*, мм
|
Нормативное
сопротивление проката**, Н/мм2
|
Расчетное
сопротивление проката***, Н/мм2
|
|
Ryn
|
Run
|
Ry
|
Ru
|
|
С245
|
От 4,0 до 20 включ.
|
245
|
370
|
240/235
|
360/350
|
|
|
» 20 » 40 »
|
235
|
370
|
230/225
|
360/350
|
|
С255
|
От 4,0 до 10 включ.
|
255
|
380
|
250/245
|
370/360
|
|
|
» 10 » 20 »
|
245
|
370
|
240/235
|
360/350
|
|
|
» 20 »40 »
|
235
|
370
|
230/225
|
360/350
|
|
С345
|
От 4,0 до 10 включ.
|
345
|
480
|
340/330
|
470/460
|
|
|
» 10 » 20 »
|
325
|
470
|
320/310
|
460/450
|
|
|
» 20 » 40 »
|
305
|
460
|
300/290
|
450/440
|
|
С345К
|
От 4,0 до 10 включ.
|
345
|
470
|
340/330
|
460/450
|
|
С355
|
От 8,0 до 16 включ.
|
355
|
490
|
350/340
|
460/450
|
|
|
» 16 » 40 »
|
345
|
480
|
340/330
|
460/450
|
|
С355-1
|
От 8,0 до 16 включ.
|
355
|
490
|
350/340
|
460/450
|
|
|
» 16 » 40 »
|
345
|
480
|
340/330
|
460/450
|
|
С390
|
От 8,0 до 10 включ.
|
390
|
520
|
380/370
|
505/495
|
|
|
» 10 » 20 »
|
380
|
500
|
370/360
|
480/475
|
|
|
» 20 до 40 »
|
370
|
490
|
360/350
|
480/470
|
|
_____________
* За толщину фасонного
проката следует принимать толщину полки.
** За нормативное
сопротивление приняты гарантированные значения предела текучести и временного
сопротивления, приводимые в национальных стандартах или технических условиях.
В тех случаях, когда эти значения в национальных стандартах или технических
условиях приведены только в одной системе единиц - кгс/мм2,
нормативные сопротивления, Н/мм2, вычислены умножением
соответствующих значений на 9,81 с округлением до 5 Н/мм2.
***
Значения расчетных сопротивлений получены делением нормативных сопротивлений
на коэффициенты надежности по материалу, определённые в соответствии с
таблицей 3, с округлением до 5 Н/мм2. В числителе приведены
значения расчетных сопротивлений проката по нормативной документации, в
которой используется процедура контроля свойств проката (γm = 1,025), в знаменателе - расчётное сопротивление остального проката
при γm =
1,050.
|
(Измененная редакция. Изм. № 2)
Таблица
В.6 - Расчётные сопротивления проката смятию торцевой поверхности,
местному смятию в цилиндрических шарнирах, диаметральному сжатию катков
|
Временное
сопротивление, Н/мм2
|
Расчетное
сопротивление, Н/мм2
|
|
смятию
|
Диаметральному сжатию катков (при свободном касании в
конструкциях с ограниченной подвижностью) Rcd
|
|
торцевой
поверхности (при наличии пригонки) Rp
|
местному
в цилиндрических шарнирах (цапфах) при плотном касании Rlp
|
|
360
|
351/343
|
176/171
|
9/9
|
|
370
|
361/352
|
180/176
|
9/9
|
|
380
|
371/362
|
185/181
|
9/9
|
|
390
|
380/371
|
190/185
|
10/10
|
|
400
|
390/381
|
195/190
|
10/10
|
|
430
|
420/409
|
210/204
|
10/10
|
|
440
|
429/419
|
215/209
|
11/11
|
|
450
|
439/428
|
220/214
|
11/11
|
|
460
|
449/438
|
224/219
|
11/11
|
|
470
|
459/448
|
229/224
|
11/11
|
|
480
|
468/457
|
234/228
|
12/12
|
|
490
|
478/467
|
239/233
|
12/12
|
|
510
|
498/486
|
249/243
|
12/12
|
|
540
|
527/514
|
263/257
|
13/13
|
|
570
|
556/543
|
278/271
|
14/14
|
|
590
|
576/562
|
288/281
|
14/14
|
|
Примечание - В таблице приведены значения расчётных
сопротивлений, вычисленные по формулам раздела 6 при γm = 1,025 (в числителе) и γm = 1,050 (в
знаменателе).
|
Таблица
В.7 - Расчётные сопротивления отливок из углеродистой стали
|
Напряженное
состояние
|
Условное обозначение
|
Расчетные
сопротивления, Н/мм2, отливок из углеродистой стали марок
|
|
15Л
|
25Л
|
35Л
|
45Л
|
|
Растяжение, сжатие и изгиб
|
Ru
|
150
|
180
|
210
|
250
|
|
Сдвиг
|
Rs
|
90
|
110
|
130
|
150
|
|
Смятие торцевой поверхности (при наличии
пригонки)
|
Rp
|
230
|
270
|
320
|
370
|
|
Смятие местное в цилиндрических шарнирах
(цапфах) при плоском касании
|
Rlp
|
110
|
130
|
160
|
180
|
|
Диаметральное сжатие катков при
свободном касании (в конструкциях с ограниченной подвижностью)
|
Rcd
|
6
|
7
|
8
|
10
|
Таблица
В.8 - Расчётные сопротивления отливок из серого чугуна
|
Напряженное
состояние
|
Условное обозначение
|
Расчетные
сопротивления, Н/мм2, отливок из серого чугуна марок
|
|
СЧ15
|
СЧ20
|
СЧ25
|
СЧ30
|
|
Растяжение центральное и изгиб
|
Rt
|
55
|
65
|
85
|
100
|
|
Сжатие центральное и изгиб
|
Rc
|
160
|
200
|
230
|
250
|
|
Сдвиг
|
Rs
|
40
|
50
|
65
|
75
|
|
Смятие торцевой поверхности (при наличии
пригонки)
|
Rp
|
240
|
300
|
340
|
370
|
Рисунок B.1 - Обобщенная расчетная диаграмма работы
строительных сталей
Таблица
В.9 - Характеристики сталей для обобщенной расчетной диаграммы работы
(см. рисунок В.1)
|
Параметр диаграммы
|
Стали
|
|
С245,
С255, С255Б, С255Б-1
|
С345,
С345К, С355, С355-1, С355П, С345Б, С345Б-1, С355Б, С355Б-1
|
С390,
С390-1, С390Б
|
С440,
С440Б
|
С550,
С590
|
|
|
0,8
|
0,8
|
0,9
|
0,9
|
0,9
|
|
|
0,8
|
0,8
|
0,9
|
0,9
|
0,9
|
|
|
1,7
|
1,7
|
1,7
|
1,7
|
1,7
|
|
|
1
|
1
|
1
|
1
|
1
|
|
|
14,0
|
16,0
|
17,0
|
17,0
|
18,0
|
|
|
141,6
|
88,3
|
67,1
|
49,6
|
26,2
|
|
|
1,653
|
1,415
|
1,345
|
1,33
|
1,16
|
|
|
251
|
153
|
115
|
87,2
|
51,1
|
|
|
1,35
|
1,26
|
1,23
|
1,20
|
1,10
|
(Измененная редакция. Изм. № 2)
Приложение Г
Материалы
для соединений стальных конструкций
Таблица
Г.1 - Материалы для сварки, соответствующие стали
|
Характеристика стали
|
Марка
материала для сварки
|
Тип электрода
|
|
Сварочной
проволоки для автоматической и механической сварки
|
Флюса
|
Порошковой проволокой
|
|
В
углекислом газе или в его смеси с аргоном
|
Под
флюсом
|
|
Ryn < 290 Н/мм2
|
Св-08Г2С
|
Св-08А
|
АН-348-А
АН-60*
ПФК-56С*4
UF-02; UF-03*5
|
ПП-АН-3
ПП-АН-8
|
Э42,
Э42А
|
|
Св-08ГА
|
Э46,
Э46А
|
|
290 Н/мм2 ≤ Ryn < 590 Н/мм2
|
Св-10ГА**
|
АН-17-М
АН-43
АН-47
АН-348-А***
ПФК-56С*4
UF-02; UF-03*5
|
Э50,
Э50А
|
|
Св-10Г2**
|
|
Св-10НМА
|
|
Ryn ≥ 590 Н/мм2
|
Св-08Г2С
|
Св-10НМА
|
АН-17-М
ПФК-56С*4
UF-02; UF-03*5
|
ПП-АН-3
ПП-АН-8
|
Э60
|
|
Св-08ХГСМА
|
|
Св-10ХГ2СМА
|
Св-08ХН2ГМЮ
|
Э70
|
|
___________
* Флюс АН-60 и электроды типа Э42, Э46, Э50 следует
применять для конструкций групп 2, 3 при расчетных температурах t ≥ минус
45 °С.
** Не применять в сочетании с флюсом АН-43.
*** Для флюса AH-348-A требуется дополнительный
контроль механических свойств металла шва при сварке соединений элементов
всех толщин при расчётных температурах t < -45 °C и толщин свыше 32
мм - при расчетных температурах t ≥ минус 45 °C.
*4 Керамический флюс ПФК-56С по техническим условиям
для автоматической сварки стыковых соединений конструкций пролетных строений
стальных мостов.
*5 Керамический флюс
сварочный агломерированный марки UF-02 и марки UF-03 по соответствующим
техническим условиям.
Примечание - При соответствующем технико-экономическом
обосновании для сварки конструкций используются сварочные материалы
(проволоки, флюсы, защитные газы), не указанные в настоящей таблице. При этом
механические свойства металла шва, выполняемого с их применением, должны быть
не ниже свойств, обеспечиваемых применением материалов, приведенных в
настоящей таблице.
|
Таблица
Г.2 - Нормативные и расчетные сопротивления металла швов сварных
соединений с угловыми швами
|
Сварочные
материалы
|
Rwun, Н/мм2
|
Rwf, Н/мм2
|
|
тип
электрода
|
марка
проволоки
|
|
Э42,
Э42А
|
Св-08,
Св-08А
|
410
|
180
|
|
Э46,
Э46А
|
СВ-08ГА,
|
450
|
200
|
|
Э50,
Э50А
|
Св-08Г2С,
Св-10ГА, ПП-АН-8, ПП-АН-3
|
490
|
215
|
|
Э60
|
Св-08Г2С*,
Св-10НМА, Св-10Г2
|
590
|
240
|
|
Э70
|
СВ-10ХГ2СМА, Св-08ХН2ГМЮ
|
685
|
280
|
|
Э85
|
-
|
835
|
340
|
|
___________
* Только для швов с
катетом kf ≤
8 мм в конструкциях из стали с пределом текучести 440 Н/мм2 и
более.
|
Таблица
Г.3 - Требования к болтам при различных условиях их применения
|
Расчетная температура t, °С
|
Класс
прочности болтов и требования к ним (по НД) в конструкциях,
|
|
не
рассчитываемых на усталость
|
рассчитываемых
на усталость
|
|
при
работе болтов на
|
|
растяжение
или срез
|
срез
|
растяжение
или срез
|
срез
|
|
> -45
|
5.6
|
5.6
|
5.6
|
5.6
|
|
-
|
5.8
|
-
|
-
|
|
8.8
|
8.8
|
8.8
|
8.8
|
|
10.9
|
10.9
|
10.9
|
10.9
|
|
-
|
12.9
|
-
|
12.9
|
|
-45 > t ≥ -55
|
5.6
|
5.6
|
5.6
|
5.6
|
|
8.8
|
8.8
|
8.81)
|
8.8
|
|
10.9
|
10.9
|
10.91)
|
10.9
|
|
-
|
12.9
|
-
|
12.9
|
|
< -55
|
5.6
|
5.6
|
-
|
5.6
|
|
8.81)
|
8.8
|
8.81)
|
8.8
|
|
10.91)
|
10.9
|
10.91)
|
10.9
|
|
-
|
12.9
|
-
|
12.9
|
|
____________
1) С
требованием испытания на разрыв на косой шайбе.
|
(Измененная редакция. Изм. № 2)
Таблица
Г.4 - Марки стали фундаментных болтов и условия их применения
|
Конструкции
|
Марки
стали при расчётной температуре, t °С
|
|
≥ -45
|
-45
> t ≥ -55
|
< -55
|
|
Конструкции, кроме опор воздушных линий
электропередачи, распределительных устройств и контактной сети
|
Ст3пс2,
|
Ст3пс4,
|
-
|
|
Ст3сп2
|
Ст3сп4
|
-
|
|
20
|
-
|
-
|
|
-
|
09Г2С-4
|
09Г2С-4
|
|
Для U-образных болтов, а также фундаментных болтов опор воздушных
линий электропередачи, распределительных устройств и
|
Ст3пс4,
|
-
|
-
|
|
Ст3сп4
|
-
|
-
|
|
-
|
09Г2С-4
|
09Г2С-6
|
Таблица
Г.5 - Нормативные сопротивления стали болтов и расчётные сопротивления
одноболтовых соединений срезу и растяжению, Н/мм2
|
Класс
прочности болтов
|
Rbun
|
Rbyn
|
Rbs
|
Rbt
|
|
5.6
|
500
|
300
|
210
|
225
|
|
5.8
|
500
|
400
|
210
|
-
|
|
8.8
|
830
|
664
|
332
|
451
|
|
10.9
|
1040
|
936
|
416
|
728
|
|
12.9
|
1220
|
1098
|
427
|
854
|
(Измененная редакция. Изм. № 2)
Таблица
Г.6 - Расчётные сопротивления смятию элементов, соединяемых болтами
|
Временное
сопротивление стали соединяемых элементов Run, Н/мм2
|
Расчетные
сопротивления Rbp, Н/мм2, смятию элементов, соединяемых болтами
класса точности
|
|
А
|
В
|
|
360
|
560
|
475
|
|
370
|
580
|
485
|
|
380
|
590
|
500
|
|
390
|
610
|
515
|
|
430
|
670
|
565
|
|
440
|
685
|
580
|
|
450
|
700
|
595
|
|
460
|
720
|
605
|
|
470
|
735
|
620
|
|
480
|
750
|
630
|
|
490
|
765
|
645
|
|
510
|
795
|
670
|
|
540
|
845
|
710
|
|
570
|
890
|
750
|
|
590
|
920
|
775
|
|
Примечание
- Значения расчетных сопротивлений, указанные в таблице, вычислены по
формулам раздела 4 с
округлением до 5 Н/мм2.
|
Таблица
Г.7 - Расчётные сопротивления растяжению фундаментных болтов
|
Номинальный
диаметр болтов, мм
|
Расчетные
сопротивления Rba, Н/мм2, болтов из стали
|
|
Ст3пс4, Ст3пс2, Ст3сп4, Ст3сп2
|
09Г2С-4, 09Г2С-6
|
|
12, 16, 20
|
200
|
265
|
|
24, 30
|
190
|
245
|
|
36
|
190
|
230
|
|
42, 48, 56
|
180
|
230
|
|
64,
72, 80
|
180
|
220
|
|
90,
100
|
180
|
210
|
|
110,
125, 140
|
165
|
210
|
|
Примечания
1 Сталь должна поставляться
по 1-й группе.
2 Значения расчетных
сопротивлений, указанные в таблице, вычислены по формулам пункта 6.6 с
округлением до 5 Н/мм2.
3
Расчетные сопротивления болтов из сталей других марок следует вычислять по
формулам раздела 6.
|
Таблица Г.8 - (Исключена. Изм. № 2)
Таблица
Г.9 - Площади сечения болтов
|
d, мм
|
16
|
(18)
|
20
|
(22)
|
24
|
(27)
|
30
|
36
|
42
|
48
|
|
Ab, см2
|
2,01
|
2,54
|
3,14
|
3,80
|
4,52
|
5,72
|
7,06
|
10,17
|
13,85
|
18,09
|
|
Abn, см2
|
1,57
|
1,92
|
2,45
|
3,03
|
3,53
|
4,59
|
5,61
|
8,16
|
11,20
|
14,72
|
|
Примечания
1 Площади сечения болтов диаметром
свыше 48 мм следует принимать по действующим стандартам.
2
Размеры, заключенные в скобки, следует применять только в конструкциях опор
ВЛ и ОРУ.
|
Приложение Д
Коэффициенты для расчета на устойчивость центрально и
внецентренно сжатых элементов
Таблица
Д.1 - Коэффициенты устойчивости при центральном сжатии
|
Условная гибкость
|
Коэффициенты
φ для типа сечения
|
Условная гибкость
|
Коэффициенты
φ для типа сечения
|
|
a
|
b
|
с
|
a
|
b
|
с
|
|
0,4
|
1000
|
1000
|
984
|
4,6
|
359
|
329
|
|
0,6
|
994
|
986
|
956
|
4,8
|
330
|
308
|
|
0,8
|
981
|
967
|
929
|
5,0
|
304
|
289
|
|
1,0
|
968
|
948
|
901
|
5,2
|
281
|
271
|
|
1,2
|
953
|
927
|
872
|
5,4
|
261
|
255
|
|
1,4
|
938
|
905
|
842
|
5,6
|
242
|
241
|
|
1,6
|
920
|
881
|
811
|
5,8
|
226
|
|
1,8
|
900
|
855
|
778
|
6,0
|
211
|
|
2,0
|
877
|
826
|
744
|
6,2
|
198
|
|
2,2
|
851
|
794
|
709
|
6,4
|
186
|
|
2,4
|
821
|
760
|
672
|
6,6
|
174
|
|
2,6
|
786
|
723
|
635
|
6,8
|
164
|
|
2,8
|
747
|
683
|
598
|
7,0
|
155
|
|
3,0
|
704
|
643
|
562
|
7,2
|
147
|
|
3,2
|
660
|
602
|
527
|
7,4
|
139
|
|
3,4
|
616
|
562
|
493
|
7,6
|
132
|
|
3,6
|
572
|
524
|
460
|
7,8
|
125
|
|
3,8
|
526
|
487
|
430
|
8,0
|
119
|
|
4,0
|
475
|
453
|
402
|
8,5
|
105
|
|
4,2
|
431
|
422
|
375
|
9,0
|
094
|
|
4,4
|
393
|
392
|
351
|
9,5
|
084
|
|
|
|
|
|
10,0
|
076
|
|
Примечание
- Значения коэффициентов φ в таблице увеличены в 1000 раз.
|
и 
, представленную на рисунке В.1
(приложение В). Значение
соответствующих координат характерных точек диаграммы следует принимать по
таблице В.9. Расчеты выполняют по
одному из трех вариантов кривой: OBD, OACD, OACDEF в зависимости от класса
элементов конструкций (4.2.7).
при значениях условной гибкости свыше
3,8; 4,4 и 5,8 для типов сечений а, b и с,
соответственно.
, 
или 
(см. таблицу 8) на участке между сварными швами или крайними болтами,
прикрепляющими планки, должна быть не более 1,4.
≤ 2,7 следует принимать равным
1,0, а при 
