Свод правил по проектированию и строительству СП 53-102-2004 "Общие правила проектирования стальных конструкций" (одобрен письмом Госстроя РФ от 20 апреля 2004 г. N ЛБ-2596/9)

Свод правил по проектированию и строительству
СП 53-102-2004
"Общие правила проектирования стальных конструкций"
(одобрен письмом Госстроя РФ от 20 апреля 2004 г. N ЛБ-2596/9)

General rules for steel structure design

Дата введения 1 января 2005 г.

Введен впервые

Введение

Настоящий Свод правил содержит рекомендуемые правила расчета и проектирования стальных строительных конструкций, обеспечивающие выполнение требований нормативных документов, распространяющихся на эти конструкции.

Решение вопроса о применении данного документа при проектировании стальных конструкций конкретного объекта относится к компетенции заказчика и разработчика проектной документации.

Если для реализации приняты методы расчета и проектирования, рекомендуемые настоящим документом, все установленные в нем правила должны соблюдаться в полном объеме.

В разработке настоящего Свода правил приняли участие: В.М. Горпинченко, д-р техн. наук, проф. - руководитель темы, В.М. Барышев, д-р техн. наук, Г.Е. Бельский, канд. техн. наук, И.И. Ведяков, д-р техн. наук, Л.А. Гильденгорн, канд. техн. наук, Л.Б. Кацнельсон, инж., П.Д. Одесский, д-р техн. наук, проф., В.А. Отставнов, канд. техн. наук, Ю.Н. Симаков, канд. техн. наук, М.Р. Урицкий, канд. техн. наук, Б.С. Цетлин, канд. техн. наук (ЦНИИСК им. Кучеренко); Л.И. Гладштейн, д-р техн. наук, И.Д. Грудев, д-р техн. наук, проф., Е.П. Морозов, канд. техн. наук, Н.Ю. Симон, канд. техн. наук (ЗАО ЦНИИПСК им. Мельникова); Е.Н. Колбанев (ОАО Институт "Энергосетьпроект"); Ю.И. Кудишин, д-р техн. наук, проф., Ю.В. Соболев, канд. техн. наук, проф., Б.Ю. Уваров, канд. техн. наук (МГСУ); В.И. Моисеев, д-р техн. наук, проф. (Электростальский политехнический институт МИСиС); А.Н. Евстратов, д-р техн. наук, проф., Б.А. Шемшура, канд. техн. наук (Шахтинский политехнический институт Южно-Российского государственного технического университета); С.Д. Шафрай, д-р техн. наук, проф. (Новосибирский Архитектурно-строительный университет им. Куйбышева); Ф.В. Бобров, канд. техн. наук (Управление технормирования Госстроя России).

1 Область применения

Настоящий Свод правил распространяется на проектирование стальных строительных конструкций зданий и сооружений различного назначения, работающих при температуре окружающей среды не выше 100°С и не ниже минус 65°С. Свод правил не распространяется на проектирование стальных конструкций мостов, тоннелей и труб под насыпями.

При проектировании стальных конструкций, находящихся в особых условиях эксплуатации (например, конструкций доменных печей; магистральных и технологических трубопроводов; резервуаров специального назначения; конструкций зданий, подвергающихся сейсмическим воздействиям, интенсивным воздействиям огня, температуры, расплавленного металла, радиации, агрессивных сред; конструкций гидротехнических сооружений), конструкций уникальных зданий и сооружений, зданий атомных электростанций, а также специальных видов конструкций (например, предварительно напряженных, пространственных, висячих) кроме требований настоящего документа необходимо также соблюдать дополнительные требования, предусмотренные соответствующими нормативными документами, которые отражают особенности работы этих конструкций.

2 Нормативные ссылки

Перечень нормативных документов и стандартов, на которые имеются ссылки в настоящем Своде правил, приведен в приложении А.

3 Термины и определения

В настоящем Своде правил использованы термины, определения которых содержатся в нормативных документах, на которые в тексте имеются ссылки.

4 Обозначения

В настоящем Своде правил использованы буквенные обозначения величин, индексы буквенных обозначений и поясняющие их слова, приведенные в приложении Б.

5 Общие положения

5.1 Основные требования к конструкциям

5.1.1 При проектировании стальных конструкций:

следует соблюдать требования государственных стандартов на конструкции соответствующего вида, а также других нормативных документов (приложение А);

при необходимости следует выполнять расчет точности геометрических параметров конструкций и их элементов согласно ГОСТ 21780.

5.1.2 При проектировании стальных конструкций следует соблюдать требования к огнестойкости и коррозионной стойкости согласно СНиП 21-01 и СНиП 2.03.11.

Все конструкции, не замоноличенные в бетоне, не заделанные в кирпичной кладке и т.п., должны быть доступны для наблюдения, очистки, окраски, а также не должны задерживать влагу и затруднять проветривание. Замкнутые профили должны быть герметизированы.

5.1.3 За расчетную температуру наружного воздуха принимается температура воздуха наиболее холодных суток обеспеченностью 0,98, определенная согласно СНиП 23-01.

Расчетные технологические температуры устанавливаются заданием на разработку строительной части проекта.

5.1.4 Проектирование конструкций должно осуществляться квалифицированными специалистами. Рабочие чертежи стальных конструкций должны соответствовать требованиям по изготовлению (ГОСТ 23118) и монтажу конструкций (СНиП 3.03.01).

В необходимых случаях при заказе стали указывается класс сплошности по ГОСТ 27772.

5.2 Основные расчетные требования

5.2.1 Надежность стальных конструкций обеспечивается в соответствии с требованиями ГОСТ 27751.

Расчет стальных конструкций выполняется с учетом назначения конструкций, условий их изготовления, транспортировки, монтажа и эксплуатации, а также свойств материалов.

5.2.2 Значения нагрузок и воздействий, а также предельные значения прогибов и перемещений элементов конструкций принимаются согласно требованиям СНиП 2.01.07.

5.2.3 При проектировании зданий и сооружений принимаются конструктивные схемы, обеспечивающие прочность, устойчивость и пространственную неизменяемость зданий и сооружений в целом и их отдельных элементов при транспортировании, монтаже и эксплуатации.

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

Стальные конструкции следует, как правило, рассчитывать как единые пространственные системы с учетом факторов, определяющих напряженное и деформированное состояние, особенности взаимодействия элементов конструкций между собой и с основанием, геометрической и физической нелинейности, свойств материалов и грунтов.

Допускается выполнять проверку устойчивости стержневых конструкций (в том числе пространственных) с использованием сертифицированных вычислительных комплексов как идеализированных систем в предположении упругих деформаций стали по недеформированной схеме.

5.2.5 Рассматриваются следующие расчетные модели несущих конструкций:

- отдельные конструктивные элементы (например, растянутые и сжатые стержни, балки, стойки и колонны сплошного сечения и др.);

- плоские или пространственные системы, закрепленные от перекоса (рисунок 1, а); расчет таких конструкций может быть выполнен путем расчета отдельных элементов с учетом их взаимодействия между собой и с основанием;

- плоские или пространственные системы, не закрепленные от перекосов (рисунок 1, б); при расчете таких конструкций наряду с проверкой отдельных элементов следует учитывать возможность достижения предельного состояния системы в целом;

- листовые конструкции (оболочки вращения).

5.2.6 Элементы конструкций, рассматриваемые в настоящем Своде правил, подразделяются на три класса в зависимости от напряженно-деформированного состояния (НДС) расчетного сечения:

1-й класс - НДС, при котором напряжения в сечении не превышают расчетного сопротивления стали сигма <= R_y (упругая работа сечения);

2-й класс - НДС, при котором в одной части сечения сигма < R_у, а в другой сигма = R_y, (упругопластическая работа сечения);

3-й класс - НДС, при котором по всей площади сечения сигма = R_y (пластификация всего сечения, условный пластический шарнир).

5.2.7 Для элементов, ослабленных отверстиями для болтовых соединений, кроме фрикционных, при расчетах на прочность и усталость принимают сечения нетто (А_n), а на устойчивость и жесткость - сечения брутто (А).

Для элементов с фрикционными соединениями при расчетах на усталость, устойчивость и жесткость принимают сечение брутто (А), а при расчете на прочность - расчетное сечение (A_d) с учетом сил трения.

5.3 Учет назначения и условий работы конструкций

5.3.1 При расчете конструкций и соединений учитывают:

коэффициенты надежности по ответственности гамма_n, принимаемые согласно требованиям обязательного приложения 7* "Учет ответственности зданий и сооружений" к СНиП 2.01.07;

коэффициент надежности в расчетах по временному сопротивлению гамма_u = 1,3 для элементов конструкций, рассчитываемых на прочность с использованием расчетных сопротивлений R_u;

коэффициент надежности по устойчивости гамма_s = 1,3 для стержневых конструкций, рассчитываемых как идеализированные пространственные системы с использованием сертифицированных вычислительных комплексов (согласно 5.2.4), на него следует умножать значения расчетных нагрузок;

коэффициенты условий работы элементов конструкций и соединений гамма_с, гамма_с1 и гамма_b, принимаемые по таблице 1, а также согласно требованиям разделов 8, 15, 17, 18, 19 настоящего Свода правил.

Таблица 1

N п. п.	Элементы конструкций	Коэффициент условий работы гамма_с
1 2 3 4 5 6 7 8 9	Балки сплошного сечения и сжатые элементы ферм перекрытий под залами театров, клубов, кинотеатров, под трибунами, под помещениями магазинов, книгохранилищ и архивов и т.п. при временной нагрузке, не превышающей вес перекрытий Колонны общественных зданий и опор водонапорных башен Колонны одноэтажных производственных зданий с мостовыми кранами Сжатые основные элементы (кроме опорных) решетки составного таврового сечения из двух уголков в сварных фермах покрытий и перекрытий при расчете на устойчивость указанных элементов с гибкостью ламбда > 60 Растянутые элементы (затяжки, тяги, оттяжки, подвески) при расчете на прочность по неослабленному сечению Элементы конструкций из стали с пределом текучести до 440 Н/м2, несущие статическую нагрузку, при расчете на прочность по сечению, ослабленному отверстиями для болтов (кроме фрикционных соединений) Сжатые элементы решетки пространственных решетчатых конструкций из одиночных уголков, прикрепляемых одной полкой (для неравнополочных уголков большой полкой): непосредственно к поясам сварными швами либо двумя болтами и более, поставленными вдоль уголка: раскосы по рисунку 13, а распорки по рисунку 13, б, в, е раскосы по рисунку 13, в, г, д, е непосредственно к поясам одним болтом или через фасонку независимо от вида соединения Сжатые элементы из одиночных уголков, прикрепляемых одной полкой (для неравнополочных уголков меньшей полкой), за исключением элементов плоских ферм из одиночных уголков и элементов, указанных в позиции 6 настоящей таблицы, раскосов по рисунку 13, б, прикрепляемых непосредственно к поясам сварными швами либо двумя болтами и более, поставленными вдоль уголка Опорные плиты из стали с пределом текучести до 390 Н/мм2, несущие статическую нагрузку, толщиной, мм: до 40 св. 40 до 60 "    60 "   80	0,90 0,95 1,05 0,80 0,90 1,10 0,90 0,90 0,80 0,75 0,75 1,20 1,15 1,10
Примечания 1 Коэффициенты гамма_с < 1 при расчете совместно не учитывают. 2 При расчете на прочность по сечению, ослабленному отверстиями для болтов, коэффициенты, приведенные в позициях 6 и 1, 6 и 2, 6 и 3, учитывают совместно. 3 При расчете опорных плит коэффициенты, приведенные в позициях 9 и 2, 9 и 3, учитывают совместно. 4 Коэффициенты, приведенные в позициях 1 и 2, учитывают при расчете соединений рассматриваемых элементов. 5 В случаях, не оговоренных в настоящем Своде правил, в формулах принимают гамма_с = 1.

5.3.2 При проектировании конструкций, подвергающихся непосредственному воздействию подвижных, вибрационных и других переменных нагрузок, вызывающих усталость металла, учитывают требования к материалу, конструированию и технологии изготовления, а в случаях, указанных в настоящем Своде правил, выполняют расчет на усталость.

5.3.3 При проектировании конструкций, возводимых или эксплуатируемых в условиях низких температур, при которых повышается возможность хрупкого разрушения, учитывают требования к материалу, конструированию и технологии изготовления.

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

6 Материалы для конструкций и соединений

6.1 Стали для конструкций применяют согласно требованиям приложения В (в том числе приведенным в таблицах В.1 и В.2).

6.2 Для конструкций используют фасонный (уголки, двутавры, швеллеры), листовой, широкополосный универсальный прокат и гнутые профили с техническими требованиями по ГОСТ 27772, тонколистовой прокат из углеродистой стали по ГОСТ 16523, из стали повышенной прочности - по ГОСТ 17066, холодногнутые профили по ГОСТ 11474, профили гнутые замкнутые квадратные и прямоугольные по ГОСТ 30245, сортовой прокат (круг, квадрат, полоса) по ГОСТ 535 и ГОСТ 19281, электросварные трубы по ГОСТ 10705 и ГОСТ 10706, горячекатаные трубы по ГОСТ 8731. Может быть также использован прокат, выпускаемый по другим стандартам и ТУ в соответствии с Правилами по выбору стали для металлических конструкций, разработанными ЦНИИСК им. Кучеренко.

Листовой прокат толщиной 25 мм и более для элементов, работающих на растяжение в направлении толщины, и остальной прокат толщиной более 40 мм должны удовлетворять требованиям ГОСТ 28870 по свойствам в направлении толщины (Z-свойствам).

В качестве стали повышенной огнестойкости применяется прокат по ТУ 14-1-5399-2000. Открытые конструкции из этого проката имеют предел огнестойкости R = 45 мин. Прокат должен иметь нормативное значение временного сопротивления при температуре 600°С не менее R_un = 240 Н/мм2.

6.3 Для отливок (опорных частей и т.д.) применяют сталь марок 15Л, 25Л, 35Л и 45Л, удовлетворяющую требованиям ГОСТ 977 для групп II (отливки ответственного назначения для деталей, рассчитываемых на прочность, работающих при статических и переменных нагрузках) или III (отливки особо ответственного назначения для деталей, рассчитываемых на прочность, работающих при динамических нагрузках).

6.4 Для сварки применяют материалы: электроды для ручной дуговой сварки по ГОСТ 9467, сварочную проволоку по ГОСТ 2246, флюсы по ГОСТ 9087, порошковую проволоку по ГОСТ 26271 согласно таблице Г.1 приложения Г, а также углекислый газ по ГОСТ 8050, аргон по ГОСТ 10157. Применяемые сварочные материалы и технология сварки должны обеспечивать значение временного сопротивления металла шва не ниже нормативного значения временного сопротивления R_un основного металла, а также значения твердости, ударной вязкости и относительного удлинения металла сварных соединений, установленные соответствующими нормативными документами.

6.5 Для болтовых соединений применяют стальные болты и гайки, удовлетворяющие техническим требованиям ГОСТ 1759.0, ГОСТ 1759.4, ГОСТ 1759.5, шайбы, удовлетворяющие требованиям ГОСТ 18123, и высокопрочные болты, указанные в 6.8.

Болты применяют согласно требованиям таблицы Г.3 приложения Г.

Класс прочности гайки принимается, как правило, в соответствии с классом прочности болтов: 5 - при 5.6; 8 - при 8.8; 10 - при 10.9; 12 - при 12.9.

При работе болтов только на срез допускается применять класс прочности гаек при классе прочности болтов: 4 - при 5.6; 6 - при 8.8; 8 - при 10.9; 10 - при 12.9.

Шайбы применяют: круглые с техническими требованиями по ГОСТ 11371, косые - по ГОСТ 10906, пружинные нормальные - по ГОСТ 6402.

6.6 Для фундаментных болтов применяют стальные болты, удовлетворяющие требованиям ГОСТ 24379.0 и требованиям, приведенным в таблице Г.4 приложения Г.

6.7 Гайки для фундаментных и U-образных болтов диаметром до 48 мм применяют по техническим требованиям ГОСТ 5915, свыше 48 мм - по ГОСТ 10605. Для фундаментных болтов из стали Ст3пс2, Ст3сп2, Ст3пс4, Ст3сп4 диаметром до 48 мм применяют гайки класса прочности 4 по ГОСТ 1759.5, диаметром свыше 48 мм - из материала не ниже группы 02 по ГОСТ 18126.

Для фундаментных болтов диаметром до 48 мм из стали марки 09Г2С и других сталей по ГОСТ 19281 применяют гайки класса прочности не ниже 5 по ГОСТ 1759.5, диаметром свыше 48 мм - из материала не ниже группы 05 по ГОСТ 18126. Допускается применять гайки из стали марок, применяемых для болтов.

6.8 Для фрикционных соединений применяют высокопрочные болты из стали 40Х "селект", удовлетворяющие требованиям ГОСТ 22356, а их конструкцию и размеры принимают по ГОСТ 22353, гайки и шайбы к ним - по ГОСТ 22354 и ГОСТ 22355.

6.9 Для фланцевых соединений применяют высокопрочные болты из стали 40Х "селект" с временным сопротивлением не менее 1100 Н/мм2 в исполнении ХЛ, удовлетворяющие требованиям ГОСТ 22356; гайки и шайбы к ним - по ГОСТ 22354 и ГОСТ 22355.

6.10 Для несущих элементов висячих покрытий, оттяжек опор воздушных линий электропередачи, распределительных устройств, контактных сетей транспорта, мачт и башен, а также напрягаемых элементов в предварительно напряженных конструкциях применяют:

канаты спиральные по ГОСТ 3062, ГОСТ 3063, ГОСТ 3064;

канаты двойной свивки по ГОСТ 3066, ГОСТ 3067, ГОСТ 3068, ГОСТ 3081, ГОСТ 7669, ГОСТ 14954;

канаты закрытые несущие по ГОСТ 3090, ГОСТ 7675, ГОСТ 7676, ГОСТ 18901;

пучки и пряди параллельных проволок, формируемых из канатной проволоки, удовлетворяющей требованиям ГОСТ 7372.

6.11 Физические характеристики материалов, применяемых для стальных конструкций, принимают согласно приложению Д.

7 Расчетные характеристики материалов и соединений

7.1 Расчетные сопротивления проката, гнутых профилей и труб определяют по формулам, приведенным в таблице 2, где нормативные сопротивления R_yn и R_un принимают согласно стандартам и техническим условиям, а коэффициент надежности по материалу гамма_m - согласно таблице 3.

Нормативные и расчетные сопротивления листового, широкополосного универсального, фасонного проката и труб приведены в таблицах В.5, В.6, В.7 приложения В.

7.2 Расчетные сопротивления гнутых профилей принимают равными расчетным сопротивлениям листового проката, из которого они изготовлены; допускается учитывать упрочнение стали в зоне гиба.

7.3 Расчетные сопротивления отливок из углеродистой стали приведены в таблице В.8 приложения В.

7.4 Расчетные сопротивления сварных соединений определяют по формулам, приведенным в таблице 4.

Таблица 2

Напряженное состояние	Условное обозначение	Расчетное сопротивление проката и труб
Растяжение, сжатие, изгиб: по пределу текучести по временному сопротивлению Сдвиг Смятие: торцевой поверхности (при наличии пригонки) местное в цилиндрических шарнирах (цапфах) при плотном касании Диаметральное сжатие катков (при свободном касании в конструкциях с ограниченной подвижностью)	R_у R_u R_s R_p R_lp R_cd	R_у = R_yn/гамма_m R_u = R_un/гамма_m R_s = 0,58 R_yn/гамма_m R_р = R_un/гамма_m R_lp = 0,5 R_un/гамма_m R_cd = 0,025 R_un/гамма_m

Таблица 3

Государственный стандарт или технические условия на прокат и трубы	Коэффициент надежности по материалу гамма_m
ГОСТ 27772 (кроме сталей С590 и С590К) и другая нормативная документация, использующая процедуру контроля свойств проката по ГОСТ 27772	1,025
Для сортового проката с пределом текучести свыше 380 Н/мм2 по ГОСТ 19281, для труб - по ГОСТ 8731	1,100
Для остального проката и труб, соответствующих требованиям настоящего Свода правил	1,050

Таблица 4

Сварное соединение	Напряженное состояние	Характеристика расчетного сопротивления	Условное обозначение	Расчетное сопротивление сварного соединения
Стыковое	Сжатие, растяжение и изгиб при механизированной или ручной сварке с физическим контролем качества шва	По пределу текучести	R wy	R = R wу y
		По временному сопротивлению	R wu	R = R wu u
	Растяжение и изгиб при механизированной или ручной сварке	По пределу текучести	R wy	R = 0,85 R wy y
	Сдвиг		R ws	R = R ws s
С угловыми швами	Срез (условный)	По металлу шва	R wf	0,55 R wun R = -------- wf гамма wm
		По металлу границы сплавления	R wz	R = 0,45 R wz un
Примечание - Значения коэффициента надежности по металлу шва гамма принимают равными: 1,25 - при R <= 490 wm wun Н/мм2; 1,35 - при R >= 590 Н/мм2. wun

Расчетные сопротивления стыковых соединений из сталей с разными нормативными сопротивлениями принимают как для стыковых соединений из стали с меньшим значением нормативного сопротивления.

Нормативные (R_wun) и расчетные (R_wf) сопротивления металла угловых швов приведены в таблице Г.2 приложения Г.

7.5 Расчетные сопротивления одноболтовых соединений определяют по формулам, приведенным в таблице 5.

Расчетные сопротивления срезу и растяжению болтов, а также смятию элементов, соединяемых болтами, приведены в таблицах Г.5 и Г.6 приложения Г.

7.6 Расчетное сопротивление растяжению фундаментных болтов R_ba определяют по формуле

     R   = 0,8 R                                                      (1)

      ba        yn

и принимают согласно таблице Г.7 приложения Г.

Расчетное сопротивление растяжению U-образных болтов, указанных в 6.6, определяют по формуле

     R   = 0,85 R                                                     (2)

      bU         yn

и принимают согласно таблице Г.7 приложения Г.

7.7 Расчетное сопротивление растяжению высокопрочных болтов R_bh определяют по формуле

     R   = 0,7 R   ,                                                  (3)

      bh        bun

где R    - нормативное сопротивление болта, принимаемое согласно таблице

     bun   Г.8 приложения Г.

7.8 Расчетное сопротивление растяжению высокопрочной стальной проволоки R_dh, применяемой в виде пучков или прядей, определяют по формуле

     R  = 0,63 R  .                                                   (4)

      dh        un

7.9 Значение расчетного сопротивления (усилия) растяжению стального каната принимают равным значению разрывного усилия каната в целом, установленному государственными стандартами или техническими условиями на стальные канаты, деленному на коэффициент надежности по материалу гамма _m = 1,6.

8 Расчет элементов стальных конструкций при центральном растяжении и сжатии

8.1 Расчет элементов сплошного сечения

8.1.1 Расчет на прочность элементов из стали с нормативным сопротивлением R_yn <= 440 Н/мм2 при центральном растяжении и сжатии выполняют по формуле

           N

     ------------- <= 1.                                             (5)

     A  R  гамма

      n  y      c

Расчет на прочность растянутых элементов, эксплуатация которых возможна и после достижения металлом предела текучести, а также растянутых и сжатых элементов из стали с нормативным сопротивлением R_yn > 440 Н/мм2 выполняют по формуле (5) с заменой значения R_y на R_u/гамма_u.

Расчет на прочность элементов в сечении с нарезкой для гайки выполняют как расчет болта на растяжение (по 15.29).

Таблица 5

Напряженное состояние	Условное обозначе- ние	Расчетное сопротивление
		одноболтового соединения срезу, растяжению, смятию болтов классов прочности				высокопрочных болтов из стали марки 40Х "селект"
		5.6	8.8	10.9	12.9
Срез	R_bs (1)	0,42 R_bun	0,40 R_bun		0,35 R_bun	0,37 R_bun
Растяжение	R_bl (1)	0,75R_bun	0,68 R_bun	0,60 R_bun	-	0,50 R_bun
Смятие: болт класса точности А болт классов точности В и С	R_bp (2)	1,60 R_u 1,35 R_u
(1) Значения R_bs и R_bt# для болтов классов прочности 8.8, 10.9, 12.9 и из стали 40Х "селект" относятся к болтам без покрытия (например, без цинкования и алюминирования). (2) Значение R_bp определяется для соединяемых элементов из стали с пределом текучести до 440 Н/мм2.

8.1.2 Расчет на прочность сечений в местах крепления растянутых элементов из одиночных уголков, прикрепляемых одной полкой болтами, выполняют по формуле (5) и по формуле

               гамма

       N            u

     ------  --------- <= 1,                                         (6)

     A  R     гамма

      n  u         c1

где гамма    - коэффициент   условий   работы,    определяемый   согласно

         с1    приложению Е.

8.1.3 Расчет на устойчивость элементов сплошного сечения при центральном сжатии и при удовлетворении требований 8.3.2 - 8.3.9 выполняют по формуле

            N

     --------------- <= 1,                                           (7)

     фи A R  гамма

           y      с

где фи - коэффициент устойчивости  при  центральном   сжатии,    значение

                        _

         которого при ламда >= 0,4 вычисляют по формуле

                                         2           _   2    _   2

     фи = 0,5 (дельта - кв.корень (дельта  - 39,48 ламбда )/ламбда .  (8)

Значение коэффициента дельта в формуле (8) вычисляют по формуле

                                       _         _   2

     дельта = 9,87 (1 - альфа + бета ламбда) + ламбда ,               (9)

      _

где ламбда = ламбда кв.корень (R /E) - условная гибкость стержня;

                                y

    альфа и бета                     - коэффициенты,     определяемые  по

                                       таблице 6 в зависимости от   типов

                                       сечений для различных типов кривых

                                       устойчивости.

     Значения коэффициента фи,  вычисленные по формуле (8),  принимают не

            _   2

более 7,6/ламбда  при значениях условной  гибкости  свыше 3,8;  4,4 и 5,8

для типов кривой устойчивости соответственно а, b и с.

                         _

     При   значениях   ламбда < 0,4  для  всех  типов кривой устойчивости

допускается принимать фи = 1.

Значения коэффициента фи приведены в приложении Ж.

8.1.4 Расчет на устойчивость стержней из одиночных уголков выполняют с учетом требований 8.1. При определении гибкости этих стержней радиус инерции сечения уголка и расчетную длину принимают согласно требованиям 11.1 и 11.2.1.

При расчете поясов и элементов решетки пространственных конструкций из одиночных уголков выполняют требования 17.10 настоящего Свода правил.

8.1.5 Сжатые элементы со сплошными стенками открытого П-образного сечения (рисунок 2) укрепляют планками или решеткой, при этом выполняют требования 8.2.1 - 8.2.9.

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

            N

     -------------- <= 1;                                           (10)

     фи A R  гамма

       c   y      с

здесь фи  - коэффициент, принимаемый равным:

        с

     фи  = фи  , при фи  <= 0,85;

       с     1         1

     фи  = 0,68 + 0,21 фи  <= 1 при фи  > 0,85,

       с                 1            1

где значение фи  вычисляют по формуле

                1

                      _   2

     фи  = 7,6 с   /ламбда .                                         (11)

       1        max       у

В формуле (11) коэффициент с_mах определяют согласно приложению И.

8.1.6 Соединение пояса со стенкой в центрально-сжатом элементе составного сплошного сечения рассчитывают по формулам таблицы 40 на сдвиг от условной поперечной силы Q_fic, определяемой по формуле (18).

8.2 Расчет элементов сквозного сечения

8.2.1 Расчет на прочность элементов сквозного сечения при центральном растяжении и сжатии выполняют по формуле (5), где А_n - площадь сечения нетто всего стержня.

     8.2.2 Расчет  на  устойчивость  сжатых  стержней  сквозного сечения,

ветви которых соединены планками или решетками, выполняют по формуле (7);

при  этом  коэффициент  фи  относительно  свободной оси (перпендикулярной

плоскости планок или решеток) определяют по формулам (8) и (9) для кривой

                                             _          _

устойчивости  типа  b  с  заменой  в  них  ламбда  на ламбда  .  Значение

                                                            еf

  _

ламбда   определяют в зависимости от  значений  ламбда  ,  приведенных  в

      еf                                              еf

таблице 7 для стержней с числом панелей, как правило, не менее шести.

Расчет на устойчивость сквозных стержней с числом панелей менее шести допускается выполнять:

при планках - как расчет рамных систем;

при решетках - согласно требованиям 8.2.5.

     8.2.3  В  сквозных  стержнях с планками условная гибкость  отдельной

        _         _             _

ветви ламбда  , ламбда    или  ламбда    (таблица  7)  на  участке  между

            b1        b2            b3

сварными  швами  или крайними болтами, прикрепляющими планки, должна быть

не более 1,4.

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

8.2.4 В сквозных стержнях с решетками помимо расчета на устойчивость стержня в целом проверяют устойчивость отдельных ветвей на участках между узлами. При необходимости учитывают влияние моментов в узлах, например от расцентровки элементов решетки.

     В сквозных стержнях  с  решетками условная гибкость отдельных ветвей

между узлами, как правило, должна быть не более 2,7 и не должна превышать

                                _

условную приведенную гибкость ламбда   стержня в целом.

                                    ef

Допускается принимать более высокие значения условной гибкости ветвей, но не более 4,1, при условии, что расчет таких стержней выполнен согласно требованиям 8.2.5.

8.2.5 Расчет сквозных стержней с решетками при учете указанных в 8.2.2 - 8.2.4 допущений выполняют по формулам (7) и (8) с заменой в них значения R_y на R_yd = фи_1 R_y.

     При  этом  коэффициент  устойчивости  фи   для  отдельной  ветви при

                                             1

  _                                           _

ламбда  <= 2,7 принимают равным 1,0,  а при ламбда  >= 3,2  определяют по

      b                                           b

формулам (7) и (8) при расчетной длине l   = 0,7l  (где l  - длина ветви;

                                        ef       b       b

на рисунке 3, а длина ветви 2 l ).

                               b

                                                  _

     В  интервале  условных  гибкостей  2,7  <  ламбда  < 3,2   для   фи

                                                      b                 1

                                                                  _

допускается линейная интерполяция между 1,0 и значением фи  при ламбда  =

                                                          1           b

3,2.

8.2.6 Расчет составных элементов из уголков, швеллеров и др., соединенных вплотную или через прокладки, выполняют 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 принимают для тавровых или двутавровых сечений относительно оси, параллельной плоскости расположения прокладок, а для крестовых сечений - минимальный.

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

8.2.7 Расчет соединительных планок и элементов решеток сжатых стержней сквозного сечения выполняют на условную поперечную силу Q_fic, принимаемую постоянной по всей длине стержня и определяемую по формуле

                     -6

     Q    = 7,15 х 10  (2330 - E/R ) N/фи,                           (18)

      fic                         y

где N  - продольное усилие в составном стержне;

    фи - коэффициент устойчивости при центральном сжатии, принимаемый при

         расчете сквозного стержня в плоскости планок или решеток.

Условную поперечную силу Q_fic принимают:

при наличии только соединительных планок (решеток) - распределенной поровну между планками (решетками), лежащими в плоскостях, перпендикулярных оси, относительно которой производится проверка устойчивости;

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

при расчете равносторонних трехгранных сквозных стержней - равной 0,8 Q_fic для каждой системы соединительных планок (решеток), расположенной в одной грани.

8.2.8 Расчет соединительных планок и их прикреплений (рисунок 4) выполняют как расчет элементов безраскосных ферм на совместное действие силы F_s, срезывающей планку, и момента M_s, изгибающего планку в ее плоскости, значения которых определяют по формулам:

     F  = Q  l /b;                                                   (19)

      s    s  b

     M  = Q  lb/2,                                                   (20)

      s    s

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

     s

8.2.9 Расчет элементов соединительных решеток составных стержней выполняют как расчет элементов решеток плоских ферм; для решеток по рисунку 3 усилие в раскосе определяют по формуле

     N  = альфа  Q  d/b,                                             (21)

      d        1  s

где альфа  - коэффициент, принимаемый равным: 1 для решетки по рисунку 3,

         1   а, б и 0,5 - по рисунку 3, в;

    Q      - условная поперечная сила,  приходящаяся  на  одну  плоскость

     s       решетки.

При расчете раскосов крестовой решетки с распорками (рисунок 3, г) учитывают дополнительное усилие N_ad, возникающее в каждом раскосе от обжатия ветвей и определяемое по формуле

     N   = альфа  N  A /A ,                                          (22)

      ad        2  b  d  b

               2    3   3

где альфа  = dl /(2b + d )  - коэффициент,  вычисляемый  по  размерам  b,

         2     b               l , d, указанным на рисунке 3;

                                b

    N                       - усилие в одной ветви стержня;

     b

    А , А                   - площадь сечения соответственно   раскоса  и

     d   b                    ветви.

8.2.10 Расчет стержней, предназначенных для уменьшения расчетной длины сжатых элементов, выполняют на усилие, равное условной поперечной силе в основном сжатом элементе, определяемой по формуле (18).

Расчет распорок, предназначенных для уменьшения расчетной длины колонн в плоскости, перпендикулярной плоскости поперечных рам, при наличии нагрузок от мостовых или подвесных кранов выполняют на условную поперечную силу, определяемую по формуле (17), где значение N принимается равным сумме продольных сил в двух колоннах, соединенных распоркой.

8.3 Проверка устойчивости стенок и поясных листов центрально-сжатых элементов сплошного сечения

8.3.1 При проверке устойчивости стенок в качестве расчетной высоты h_ef принимают (рисунок 5):

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.

     8.3.2  Устойчивость  стенок  центрально-сжатых  элементов  сплошного

сечения, как правило, считают обеспеченной, если условная гибкость стенки

   _

ламбда  = (h  /t ) кв.корень (R /Е)  не   превышает  значений  предельной

      w     ef  w              y

                       _

условной  гибкости  ламбда  ,   определяемых  по  формулам  таблицы  8  и

                          uw

принимаемых не более значений, указанных в правой части неравенств.

     8.3.3  Стенки центрально-сжатых элементов сплошного сечения (колонн,

                                _

стоек,  опор  и  т.п.)  при  ламбда   >=  2,3,  как  правило,   укрепляют

                                   w

поперечными ребрами жесткости с шагом  от  2,5 h    до  3h  ;  на  каждом

                                                еf        еf

отправочном элементе должно быть не менее двух ребер.

В сплошностенчатых ветвях колонн сквозного сечения ребра жесткости допускается устанавливать только в узлах крепления соединительных решеток (планок).

     В  стенке,   укрепленной   только  поперечными  ребрами,  ширина  их

выступающей части b  должна  быть  для  парного  симметричного  ребра  не

                   r

менее (h  /30 + 40) мм, для одностороннего ребра - не менее (h  /20 + 50)

        еf                                                    еf

мм; толщина ребра t  должна быть не менее 2b  кв.корень (R /Е).

                   r                        r             y

Стенки допускается укреплять односторонними поперечными ребрами жесткости из одиночных уголков, приваренных к стенке пером. Момент инерции такого ребра, вычисляемый относительно оси, совпадающей с ближайшей к ребру гранью стенки, должен быть не менее чем для парного симметричного ребра.

     8.3.4 В центрально-сжатых элементах двутаврового сечения с расчетной

высотой стенки h    в случае ее укрепления  продольным ребром  жесткости,

                ef

расположенным  посередине  и  имеющим   момент   инерции   сечения   I  ,

                                                                      rl

         I

          rl                               _

при ------------- <= 6 следует значение ламбда  ,  установленное в 8.3.2,

           3                                  uw

     h    t

      ef   w

умножить на коэффициент

                     I                  I

                      rl                 rl

     бета = 1 + 0,4 -------- (1 - 0,1 -------).                       (30)

                          3                3

                     h   t            h   t

                      ef  w            ef  w

При расположении ребра с одной стороны стенки его момент инерции вычисляют относительно оси, совпадающей с ближайшей гранью стенки.

В случае выполнения продольного ребра в виде гофра стенки при вычислении h_ef учитывают развернутую длину гофра.

Продольные ребра жесткости включают в расчетные сечения элементов.

Минимальные размеры выступающей части продольных ребер жесткости принимают как для поперечных ребер согласно требованиям 8.3.3.

     8.3.5  В случаях когда фактическое значение условной гибкости стенки

   _                                      _

ламбда   превышает предельное значение ламбда  ,  вычисленное по формулам

      w                                      uw

(23) - (28)  таблицы 8,  проверку  устойчивости  элемента  по формуле (7)

допускается  выполнять  с учетом расчетной уменьшенной площади сечения A

                                                                        d

согласно приложению Т.

8.3.6 При проверке устойчивости поясных листов в качестве расчетной ширины свеса b_еf, принимают 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 (рисунок 5).

     8.3.7  Устойчивость  поясных  листов   и   полок   центрально-сжатых

элементов  сплошного сечения считают обеспеченной, если условная гибкость

                        _

свеса пояса (полки)  ламбда  = (b  /t )  кв.корень  (R /Е)  не  превышает

                                 ef  f                y

                                                                   _

значений  предельной  условной  гибкости  свеса  пояса (полки)  ламбда  ,

                                                                      uf

                                                                _

определяемых  по формулам таблицы 9, в которых при значениях ламбда < 0,8

       _                                   _                _

или ламбда > 4 принимают соответственно ламбда = 0,8 или ламбда = 4.

     8.3.8  В  центрально-сжатых элементах коробчатого сечения предельную

                                    _

условную гибкость поясного листа ламбда     принимают  по  таблице  8 как

                                       uf,1

                                   _

для стенок коробчатого сечения: ламбда     = (b    /t ) кв.корень (R /E).

                                      uf,1     ef,1  f              y

8.3.9 Высота окаймляющего ребра свеса пояса (полки) a_ef (рисунок 5), измеряемая от его оси, должна быть не менее 0,3 b_ef в элементах, не усиленных планками, и 0,2 b_ef - в элементах, усиленных планками (таблица 9); при этом толщина ребра должна быть не менее 2a_ef кв.корнь (R_y/Е).

     8.3.10  При  назначении   сечений   центрально-сжатых  элементов  по

предельной  гибкости  значения  предельных  условных  гибкостей  стенки и

          _         _

поясов ламбда   (ламбда    ), определяемых соответственно по таблицам 8 и

             uf        uf,1

9,  допускается  увеличивать   умножением   на   коэффициент   кв. корень

(фи AR /N), но не более чем в 1,25 раза.

      y

9 Расчет элементов стальных конструкций при изгибе

9.1 Общие положения расчета

В зависимости от назначения, условий эксплуатации расчет изгибаемых элементов (балок) выполняют без учета или с учетом пластических деформаций в соответствии с подразделением элементов на три класса согласно 5.2.6.

Балки 1-го класса применяют для всех видов нагрузок и рассчитывают в пределах упругих деформаций; балки 2-го и 3-го классов применяют для статических нагрузок и рассчитывают с учетом развития пластических деформаций.

Балки крановых путей (из однородной стали и бистальные) под краны групп режимов работы 1К - 5К по ГОСТ 25546 при расчете на прочность допускается относить ко 2-му классу, при остальных расчетах - следует относить к 1-му классу.

Другие бистальные балки относят ко 2-му классу и рассчитывают с учетом ограниченных пластических деформаций в стенке, значения которых должны определяться достижением расчетного сопротивления R_yf, в поясах выполненных из более прочной стали.

9.2 Расчет на прочность изгибаемых элементов сплошного сечения

9.2.1 Расчет на прочность балок 1-го класса выполняют по формулам:

при действии момента в одной из главных плоскостей

             M

     ----------------- <= 1;                                        (35)

     W      R  гамма

      n,min  y      с

при действии в сечении поперечной силы

          QS

     -------------- <= 1;                                           (36)

     It  R  гамма

       w  s      c

при действии моментов в двух главных плоскостях

           M                 M

            x                 y

     ------------- y + - -------------- x <= 1,                     (37)

     I   R  гамма        I   R  гамма

      xn  y      с        yn  y      с

где х и y - расстояния от главных осей до рассматриваемой точки сечения;

при одновременном действии в стенке балки момента и поперечной силы

  0,87                   2                        2        2

-------- кв.корень (сигма  - сигма  сигма  + сигма  + 3 тау  ) <= 1, (38)

R  гамма                 x        x      y        y        xy

 y      с

где сигма  = М y/I      - нормальное напряжение в   срединной   плоскости

         x    y   xn      стенки, параллельное продольной оси балки;

    сигма               - то же, перпендикулярное продольной оси балки, в

         y                том числе сигма   , определяемое    по  формуле

                                         loc

                          (41);

    тау   = QS/(It )    - касательное напряжение в стенке.

       xy          w

Напряжения сигма_х и сигма_у принимаемые в формуле (38) со своими знаками, а также тау_ху определяют в одной и той же точке стенки балки.

При ослаблении стенки отверстиями для болтов левую часть формулы (36), а также значение тау_ху в формуле (38) умножают на коэффициент

     альфа = s/(s - d),                                              (39)

где s - шаг отверстий;

    d - диаметр отверстия.

В балках, рассчитываемых по формуле (37), значения напряжений в стенке балки должны быть проверены по формуле (38) в двух главных плоскостях изгиба.

9.2.2 Расчет на прочность стенки балки, не укрепленной ребрами жесткости, при действии местного напряжения сигма_loc в местах приложения нагрузки к поясу, а также в опорных сечениях балки выполняют по формуле

     сигма

          loc

     --------- < 1,                                                  (40)

     R  гамма

      y      с

где сигма    = F/(l  t ).                                            (41)

         loc       ef w

Здесь F   - расчетная нагрузка (сила), принимаемая согласно СНиП 2.01.07;

      l   - условная  длина   распределения  нагрузки,   определяемая  по

       ef   формулам:

для случаев по рисункам 6, а и 6, б

     l   = b + 2h;                                                   (42)

      ef

для случая по рисунку 6, в

     l   = пси куб.корень (I  /t ),                                  (43)

      ef                    1f  w

где h   - размер, равный сумме толщины верхнего   пояса  балки  и  катета

          поясного шва, если нижняя балка сварная (рисунок 6,   а),  либо

          расстоянию  от  наружной  грани  полки  до  начала  внутреннего

          закругления стенки, если нижняя балка прокатная (рисунок 6, б);

    пси - коэффициент, принимаемый равным: 3,25 - для сварных и прокатных

          балок; 4,5 - для балок с фрикционными поясными соединениями;

    I   - сумма собственных моментов инерции   пояса  балки  и  кранового

     1f   рельса или момент инерции сечения, состоящего из пояса и рельса

          в случае  приварки  рельса  швами,  обеспечивающими  совместную

          работу пояса и рельса.

9.2.3 Расчет на прочность разрезных балок 2-го и 3-го классов двутаврового и коробчатого сечений (рисунок 7) из стали с нормативным сопротивлением R_y <= 440 Н/мм2 при соблюдении требований 9.4.6, 9.5.8, 9.5.9 и 9.5.14 и при касательных напряжениях тау_х = Q_x/A_w <= 0,9R_s (кроме опорных сечений) выполняют по формулам:

при изгибе в плоскости наибольшей жесткости (I_x > I_y)

                 M

                  x

     -------------------------- <= 1;                               (44)

     c  бета W       R  гамма

      x       xn,min  y      с

при изгибе в двух главных плоскостях и напряжениях тау_у = Q_y/(2A_f) <= 0,5 R_s

                 M                       M

                  x                       y

     -------------------------- + -------------------- <= 1.        (45)

     c  бета W       R  гамма     c  W       R  гамма

      x       xn,min  y      с     y  yn,min  y      с

Здесь М , М  - абсолютные значения изгибающих моментов;

       x   y

      с , с  - коэффициенты, принимаемые согласно таблице К.1  приложения

       x   y   К;

      бета   - коэффициент, принимаемый равным:

при тау <= 0,5 R    бета = 1;

                 s

при 0,5 R  < тау  <= 0,9/R

         x      x         s

                                 тау

                 0,20              x  4

     бета = 1 - -------------- (-----) ,                             (46)

                альфа  + 0,25     R

                     f             s

где альфа  = A /A   - отношение  площадей    пояса    и    стенки    (для

         f    f  w    несимметричного сечения А  - площадь       меньшего

                                               f

                      пояса; для коробчатого сечения A  -       суммарная

                                                      w

                      площадь двух стенок).

При расчете сечения в зоне чистого изгиба в формулах (44) и (45) принимают бета = 1 и вместо коэффициентов с_х и с_у соответственно

     с   = 0,5 (1 + c );

      xm             x

     с   = 0,5 (1 + c ).                                             (47)

      ym             y

Расчет на прочность в опорном сечении балок (при М_х = 0 и М_y = 0) выполняют по формуле

          Q                    Q

           x                    y

     ------------ <= 1 и -------------- <= 1.                        (48)

     A  R  гамма          2A  R  гамма

      w  s      с           f  s      с

При ослаблении стенки отверстиями для болтов левую часть формулы (48), а также значения касательных напряжений тау умножают на коэффициент альфа, определяемый по формуле (39).

С целью установления размеров минимальных сечений составных балок значения коэффициентов с_х и с_у допускается принимать меньше значений, приведенных в приложении К. Методика подбора минимальных сечений изгибаемых элементов приведена в приложении Л.

9.2.4 При расчете на прочность разрезных балок переменного сечения согласно 9.2.3 учет пластических деформаций допускается только в одном сечении; в остальных сечениях балки расчет выполняют при значениях коэффициентов с_х и с_у, меньших, чем приведенные в таблице К.1 обязательного приложения К, или согласно 9.2.1.

9.2.5 Расчет 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 9.4.6, 9.5.8, 9.5.9 и 9.5.14 выполняют по формуле (44) как сечений 2-го класса с учетом частичного перераспределения опорных и пролетных моментов.

Расчетное значение момента определяют по формуле

    М = 0,5 (М    + M  ),                                           (49)

               max    ef

где M    - наибольший     изгибающий  момент  в  пролете  или  на  опоре,

     max   определяемый из  расчета  неразрезной  балки  в  предположении

           упругой работы стали;

    M    - условный изгибающий момент, равный:

     ef

а) в неразрезных балках со свободно опертыми концами большему из значений:

                    M

                     1

     M   = max {---------};                                          (50)

      ef        1 + a/l

     M   = 0,5 M ,                                                   (51)

      ef        2

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

         М  - изгибающий момент в крайнем   пролете,  вычисленный  как  в

          1   свободно опертой однопролетной балке;

         а  - расстояние от сечения, в  котором  действует  момент М , до

                                                                    1

              крайней опоры;

         l  - длина крайнего пролета;

         М  - максимальный изгибающий  момент  в  промежуточном  пролете,

          2   вычисленный как в свободно опертой однопролетной балке;

б) в однопролетных и неразрезных балках с защемленными концами М_ef = 0,5 M_3, где М_3 - наибольший из моментов, вычисленных как в балках с шарнирами на опорах;

в) в балке с одним защемленным и другим свободно опертым концом значение М_е следует определять по формуле (50).

Значение тау_х в формуле (46) вычисляют в сечении, где действует М_mах; если М_mах - момент в пролете, то проверяют опорное сечение балки.

9.2.6 Расчет на прочность неразрезных и защемленных балок, удовлетворяющих требованиям 9.2.5, в случае изгиба в двух главных плоскостях выполняют по формуле (45) с учетом частичного перераспределения опорных и пролетных моментов в двух главных плоскостях согласно требованиям 9.2.5.

9.2.7 Расчет на прочность неразрезных и защемленных балок, удовлетворяющих требованиям 9.2.5, 9.4.6, 9.5.8, 9.5.9 и 9.5.14, допускается выполнять по формуле (44) как сечений 3-го класса с учетом полного перераспределения изгибающих моментов и образования пластических шарниров, а также влияния касательных напряжений тау_х (по формуле (46)) в сечениях с максимальным изгибающим моментом.

9.2.8 Расчет на прочность бистальных разрезных балок двутаврового и коробчатого сечений с двумя осями симметрии при соблюдении требований 9.4.4, 9.5.9 и 9.5.13 и при касательных напряжениях тау_х <= 0,9 R_s, тау_у <= 0,5 R_s (кроме опорных сечений) выполняют как расчет сечений 2-го класса по формулам:

при изгибе в одной главной плоскости

                M

                 x

     ------------------------ <= 1;                                 (52)

     с   бета  W   R   гамма

      xr     r  xn  yw      с

при изгибе в двух главных плоскостях

                M                      M

                 x                      y

     ------------------------ + ------------------ <= 1.            (53)

     с   бета  W   R   гамма    c   W   R   гамма

      xr     r  xn  yw      с    yr  yn  yf      с

В формулах (52) и (53) обозначено:

                                      2

     c   = (альфа  r + 0,25 - 0,0833/r )/(альфа  + 0,167)            (54)

      xr         f                             f

(где альфа  = A /A ,  r = R  /R  );

          f    f  w        yf  yw

     бета   - коэффициент, принимаемый равным:

         r

              при тау  <=  0,5 R  бета = 1;

                     х          s     r

              при 0,5 R  < тау  < 0,9 R

                       s      x        s

                                  тау

                       0,2           х  4

     бета  = 1 - --------------- (-----) ;                           (55)

         r       альфа  r + 0,25   R

                      f             sw

     с      - коэффициент, принимаемый равным  1,15  -  для  двутаврового

      yr      сечения и 1,05/r - для коробчатого сечения.

Расчет бистальных балок при наличии зоны чистого изгиба и в опорном сечении, а также с учетом ослабления сечения выполняют согласно 9.2.3.

9.3 Расчет на прочность балок крановых путей сплошного сечения

9.3.1 Расчет на прочность балок крановых путей выполняют согласно требованиям 9.2.1 на действие вертикальных и горизонтальных нагрузок, определяемых согласно СНиП 2.01.07.

При расчете балок крановых путей двутаврового сечения для кранов групп режимов работы 1К - 5К допускается учитывать ограниченные пластические деформации путем умножения величин W_n,min и I_хn в формулах (35) и (37) на коэффициент 1,05 при альфа_f <= 1 и величины I_yn в формуле (37) - на 1,15.

9.3.2 Расчет на прочность стенок балок крановых путей (за исключением балок, рассчитываемых на усталость, для кранов групп режимов работы 7К в цехах металлургических производств и 8К) выполняют по формуле (38), в которой при расчете сечений на опорах неразрезных балок вместо коэффициента 0,87 принимают коэффициент 0,77.

9.3.3 Расчет на прочность стенок балок крановых путей, рассчитываемых на усталость, для кранов групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К из стали с пределом текучести не более 440 Н/мм2 выполняют по формулам:

     бета                                   2

     ----- кв.корень ((сигма  + сигма      )  - (сигма  + сигма      )

       R                    х        loc, x           х        loc, x

        y

                       2                             2

     сигма      + сигма       + 3 (тау   + тау      ) )  <= 1;       (56)

          loc,y        loc,y          ху      loc,xy

     (1/R ) (сигма  + сигма     ) <= 1;                              (57)

         y        х        loc,x

     (1/R ) (сигма      + сигма  ) <= 1;                             (58)

         y        loc,y        fy

     (1/R ) (тау   + тау       + тау    ) <= 1,                      (59)

         s      xy      loc,xy      f,xy

где бета - коэффициент, принимаемый равным  0,87  для  расчета  разрезных

           балок и 0,77 -  для  расчета  сечений  на  опорах  неразрезных

           балок;

     сигма  = M/W  ;

          х      xn

     сигма      = 0,25 сигма      ;

          loc,x              loc,y

     сигма      = гамма  гамма   F /(tl  );

          loc,y        f      f1  n    ef

     сигма   = 2 M t/I ;                                             (60)

          fy      t   f

     тау   = Q/(th);

        xy

     тау       = 0,3 сигма     ;

        loc,xy            loc,y

     тау    = 0,25 сигма  .

        fxy             fy

     В формулах (60) обозначено:

     М и Q  - соответственно   изгибающий  момент  и  поперечная  сила  в

              сечении балки от расчетной нагрузки,  определяемой согласно

              СниП 2.01.07;

     гамма  - коэффициент надежности по нагрузке для  крановых  нагрузок,

          f   принимаемый согласно СНиП 2.01.07;

    гамма   - коэффициент      увеличения  сосредоточенной   вертикальной

         f1   нагрузки от одного колеса крана, принимаемый согласно  СниП

              2.01.07;

    F       - полное нормативное  значение  сосредоточенной  вертикальной

     n        нагрузки от одного колеса крана;

    l       - условная длина, определяемая согласно требованиям 9.2.2;

     ef

    M       - местный крутящий момент, определяемый по формуле

     t

     M  = гамма  гамма   F  e + 0,75Q  h ,                           (61)

      t        f      f1  n          t  r

где е       - условный эксцентриситет, принимаемый равным 15 мм;

    Q       - расчетная  горизонтальная  нагрузка,  направленная  поперек

     t        кранового  пути,  вызываемая перекосами мостовых  кранов  и

              непараллельностью крановых  путей  и  принимаемая  согласно

              СниП 2.01.07;

    h       - высота кранового рельса;

     r

              3

I  = I  + b  t /3 - сумма моментов инерции при кручении  рельса  и  пояса

 f    t    f  f     (b  и t  - ширина и толщина верхнего пояса балки).

                      f    f

Все напряжения в формулах (56) - (60) принимают со знаком "плюс".

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

9.3.5 Расчет на прочность бистальных балок крановых путей двутаврового сечения с двумя осями симметрии для кранов групп режимов работы 1К - 5К при r = R_yf/R_yw <= 1,5 допускается выполнять по формуле (53), в которой принимают:

    М  - изгибающий  момент   в   горизонтальной   плоскости,   полностью

     y   передающийся на верхний пояс балки;

    W   = W    - момент сопротивления сечения верхнего пояса относительно

     xn    xnf   оси у - у;

    с   - коэффициент, принимаемый равным 1,15.

     yr

Расчет на прочность стенок бистальных балок крановых путей выполняют согласно требованиям 9.3.2.

9.4 Расчет на устойчивость изгибаемых элементов сплошного сечения

9.4.1 Расчет на устойчивость двутавровых балок 1-го класса, а также бистальных балок 2-го класса при выполнении требований 9.2.1 и 9.2.8 выполняют по формулам:

при изгибе в плоскости стенки, совпадающей с плоскостью симметрии сечения

              M

               x

     ------------------ <= 1;                                       (62)

     фи  W   R  гамма

       b  cx  y      с

при изгибе в двух главных плоскостях

              M                M

               x                y

     ------------------ + ------------ <= 1.                        (63)

     фи  W   R  гамма     W  R  гамма

       b  cx  y      с     y  y      с

В формулах (62) и (63) обозначено:

    фи   - коэффициент  устойчивости  при  изгибе,  определяемый       по

      b    обязательному приложению М для  балок  с  опорными  сечениями,

           закрепленными от боковых смещений и поворота;

    W    - момент    сопротивления    сечения   относительно  оси  х - х,

     cx    вычисленный для сжатого пояса;

    W    - момент  сопротивления  сечения   относительно    оси  y  -  y,

     y     совпадающей с плоскостью изгиба.

Для бистальных балок в формулах (62) и (63), а также при определении фи_b заменяют R_y на R_yf.

9.4.2 При определении значения фи_b за расчетную длину балки l_ef принимают расстояние между точками закреплений сжатого пояса от поперечных смещений (узлами продольных или поперечных связей, точками крепления жесткого настила); при отсутствии связей l_еf = I (где l - пролет балки); за расчетную длину консоли принимают l_еf = l при отсутствии закрепления сжатого пояса на конце консоли в горизонтальной плоскости (здесь l - длина консоли) и расстояние между точками закрепления сжатого пояса в горизонтальной плоскости при закреплении пояса на конце и по длине консоли.

9.4.3 Расчет на устойчивость балок крановых путей двутаврового сечения выполняют по формуле (63), в которой необходимо принять: М_y - изгибающий момент в горизонтальной плоскости, полностью передающийся на верхний пояс балки; W_y = W_yf - момент сопротивления сечения верхнего пояса относительно оси y - y.

9.4.4 Устойчивость балок 1-го класса, а также бистальных балок 2-го класса считают обеспеченной:

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

                                                                   _

     б) при значениях условной гибкости  сжатого  пояса  балки  ламбда  =

                                                                      b

(l  /b)  кв. корень (R  /Е),   не   превышающих  ее  предельных  значений

  ef                  yf

   _

ламбда  ,  определяемых  по  формулам  таблицы 10 для балок симметричного

      ub

двутаврового  сечения  и  асимметричного  с более развитым сжатым поясом,

рассчитываемых  по формуле (62) и имеющих  отношение  ширины  растянутого

пояса к ширине сжатого пояса не менее 0,75.

9.4.5 Прикрепления к сжатому поясу жесткого настила, продольных или поперечных связей, которые должны обеспечить устойчивость изгибаемого элемента, рассчитывают на фактическую или условную поперечную силу; при этом условную поперечную силу определяют:

Таблица 10

Место приложения нагрузки	Условная предельная гибкость сжатого пояса _ прокатной или сварной балки ламбда ub
К верхнему поясу	0,35 + 0,0032 b/t + (0,76 - 0,02 b/t)b/h (64)
К нижнему поясу	0,57 + 0,0032 b/t + (0,92 - 0,02 b/t)b/h (65)
Независимо от уровня приложения нагрузки при расчете участка балки между связями или при чистом изгибе	0,41 + 0,0032 b/t + (0,73 - 0,016 b/t)b/h (66)
Обозначения, принятые в таблице 10: b и t - ширина и толщина сжатого пояса соответственно; h - расстояние (высота) между осями поясных листов. Примечания _ 1 Значения ламбда определяют при 1 <= h/b <= 6 и 15 <= b/t <= 35; ub для балок с отношением b/t < 15 в формулах таблицы 10 принимают b/t = 15. _ 2 Для балок с фрикционными поясными соединениями значения ламбда ub умножают на 1,2. _ 3 Значения ламбда допускается повысить умножением на коэффициент ub кв.корень (R /сигма); здесь сигма = M/(W гамма ). yf c c

при закреплении балки в отдельных точках - по формуле (18), в которой фи определяют по кривой устойчивости b при гибкости ламбда = l_ef/i (где i - радиус инерции сечения сжатого пояса в горизонтальной плоскости), а N - вычисляют по формуле

     N = (A  r + 0,25A ) R   ,                                       (67)

           f          w   yw

где А  и A  - площади сечения сжатого пояса и стенки соответственно;

     f    w

     r = R  /R   >= 1,0;

          yf  yw

    R   и R   - расчетные сопротивления  стали  сжатого  пояса  и  стенки

     yf    yw   соответственно;

при непрерывном закреплении - по формуле

     q    = 3 Q   /l,                                                (68)

      fic      fic

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

     fic

    Q    - условная поперечная сила, определяемая по формуле   (18),    в

     fic   которой принимают фи = 1, а N определяют по формуле (67).

     9.4.6  Устойчивость  балок  с  сечениями 2-го и 3-го классов считают

обеспеченной  при  выполнении  требований  9.4.4а либо 9.4.4б при условии

                      _

умножения значений ламбда  ,  определяемых  по  формулам  таблицы 10,  на

                         ub

коэффициент

     дельта = 1 - 0,6 (с   - 1)/(c - 1),                             (69)

                        1х

где с    - коэффициент, определяемый по формулам:

     1x

     c   = M /(W   R  гамма ) или c   = бета с                       (70)

      1x    x   xn  y      c       1x         х

и изменяющийся в пределах 1 < c   <= c .

                               1х     х

Здесь М    - изгибающий момент в сечении;

       х

      бета - коэффициент, принимаемый по формуле (46);

      с    - коэффициент, принимаемый согласно таблице К.1 приложения К.

       х

При этом допускается принимать значения условной предельной гибкости пояса балки:

            _

    сигма ламбда   - на участке длины балки, где учитываются пластические

                ub   деформации;

       _

    ламбда   - на участках длины балки с напряжениями в сечениях сигма  =

          ub   M/W      <= R  гамма .

                  n,min     y      с

Учет пластических деформаций при расчете балок со сжатым поясом, менее развитым, чем растянутый, допускается лишь при выполнении требований 9.4.4а.

9.5 Проверка устойчивости стенок и поясных листов изгибаемых элементов сплошного сечения

     9.5.1 Устойчивость  стенок  балок  1-го класса считают обеспеченной,

если выполнены требования 9.2.1, 9.3.1 - 9.3.3, 9.4.1 - 9.4.5  и условная

                     _

гибкость  стенки  ламбда   =  (h  /t ) кв.корень (R /E)  (рисунок  5)  не

                        w       ef  w              y

превышает значений:

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

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

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

При этом устанавливают поперечные (и опорные) ребра жесткости согласно требованиям 9.5.9, 9.5.11 и 9.5.12 настоящего Свода правил.

9.5.2 Проверку устойчивости стенок балок 1-го класса выполняют с учетом наибольшего сжимающего напряжения сигма у расчетной границы стенки, принимаемого со знаком "плюс", среднего касательного напряжения тау и местного напряжения в стенке сигма_lос под сосредоточенной нагрузкой.

Напряжения сигма и тау вычисляют по формулам:

     сигма = Му/I ;                                                  (71)

                 х

     тау = Q/(t  h ),                                                (72)

               w  w

где М и Q - средние   значения  изгибающего  момента  и  поперечной  силы

            соответственно в пределах отсека; если длина отсека а  больше

            его расчетной высоты h  ,  то значения М и  Q  вычисляют  как

                                  ef

            средние для более напряженного участка с длиной, равной  h  ;

                                                                      ef

            если в пределах отсека  момент  или  поперечная  сила  меняют

            знак, то их средние значения вычисляют на участке   отсека  с

            одним знаком усилия М или Q (здесь а - расстояние между осями

            поперечных ребер жесткости);

    h     - расчетная высота стенки,  принимаемая   согласно  требованиям

     ef     8.3.1;

       h  - полная высота стенки.

        w

Местное напряжение сигма_lос (сигма_lос,у) в стенке под сосредоточенной нагрузкой определяют согласно 9.2.2 и 9.3.3.

В отсеках балки, где сосредоточенная нагрузка приложена к растянутому поясу, одновременно учитывают только сигма и тау или сигма_lос и тау.

     9.5.3 Устойчивость  стенок  балок 1-го класса симметричного сечения,

укрепленных только поперечными ребрами жесткости,  при  условной гибкости

           _

стенки  ламбда   <=  6 кв.корень (R /сигма)  считают  обеспеченной,  если

              w                    y

выполнено условие

                                                                2

    (1/гамма ) кв.корень ((сигма/сигма   + сигма   /сигма      )  +

            c                         cr        loc      loc,cr

                  2

     + (тау/тау  )   <= 1.                                           (73)

               сr

В формуле (73) обозначено:

    сигма, сигма   , тау - напряжения, определяемые согласно  требованиям

                loc        9.5.2;

                 сигма   - критическое напряжение, вычисляемое по формуле

                      cr

                         _   2

     сигма   = c   R  /ламбда  ,                                     (74)

          cr    cr  y        w

где         с   - коэффициент, определяемый согласно 9.5.4-9.5.6;

             cr

    сигма       - критическое напряжение, вычисляемое по формуле

         loc,cr

                               _  2

     сигма       = c  c  R /ламбда ,                                 (75)

          loc,cr    1  2  y       w

где c  и с  - коэффициенты, определяемые согласно 9.5.5;

     1    2

    тау   - критическое напряжение, вычисляемое по формуле

       cr

                               2        _  2

     тау   = 10,3 (1 + 0,76/ мю ) R /ламбда ,                        (76)

        cr                         s       d

здесь мю - отношение большей стороны отсека стенки к меньшей;

       _

     ламбда  = (d/t ) кв.корень (R /E);

           d       w              y

      d - меньшая из сторон отсека стенки (h   или а).

                                            ef

9.5.4 Для балок по 9.5.3 при сигма_lос = 0 коэффициент с_сr в формуле (74) определяют по таблице 11 в зависимости от вида поясных соединений и значения коэффициента дельта, вычисляемого по формуле

                                   3

     дельта = бета (b /h  ) (t /t ) ,                                (77)

                     f  ef    f  w

где бета   - коэффициент, принимаемый по таблице 12;

    b , t  - ширина и толщина сжатого пояса балки.

     f   f

Таблица 11

Поясные соединения балок	Значение с_сr при дельта, 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 12

Балки	Условия работы сжатого пояса	бета
Крановых путей	Крановые рельсы не приварены Крановые рельсы приварены	2,0 бесконеч- ность
Прочие	При непрерывном опирании плит В прочих случаях	бесконеч- ность 0,8
Примечание - Для отсеков балок крановых путей, где сосредоточенная нагрузка приложена к растянутому поясу, следует принимать бета = 0,8.

9.5.5 Для балок по 9.5.3 при сигма_lос не равно 0 (рисунок 8) значение сигма_loc,cr определяют по формуле (75),

где с  - коэффициент,    принимаемый  по  таблице  13  в  зависимости  от

     1   отношения a/h   и  значения  ро = 1,04 l  /h    (здесь  значение

                      ef                         ef  ef

         l   следует определять согласно требованиям 9.2.2);

          ef

    с  - коэффициент,  принимаемый  по  таблице  14  в  зависимости    от

     2   отношения а/h   и  значения  дельта,  вычисляемого   по  формуле

                      ef

         (77); для балок  с фрикционными поясными соединениями  принимают

         дельта = 10.

Таблица 13

ро	Значения коэффициента с_1 при a/h_ef (a_1/h_ef), равном
	0,50	0,60	0,67	0,80	1,0	1,2	1,4	1,6	1,8	>= 2,0
0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40	56,7 38,9 33,9 30,6 28,9 28,0 27,4	46,6 31,3 26,7 24,9 21,6 20,6 20,0	41,8 27,9 23,5 20,3 18,5 17,4 16,8	34,9 23,0 19,2 16,2 14,5 13,4 12,7	28,5 18,6 15,4 12,9 11,3 10,2 9,5	24,5 16,2 13,3 11,1 9,6 8,6 7,9	21,7 14,6 12,1 10,0 8,7 7,7 7,0	19,5 13,6 11,3 9,4 8,1 7,2 6,6	17,7 12,7 10,7 9,0 7,8 6,9 6,3	16,2 12,0 10,2 8,7 7,6 6,7 6,1

Таблица 14

дельта	Значения коэффициента с_2 при a/h_ef (a_1/h_ef), равном
	0,50	0,60	0,67	0,80	1,00	1,20	1,40	>= 1,60
<= 1 2 4 6 10 >= 30	1,56 1,64 1,66 1,67 1,68 1,68	1,56 1,64 1,67 1,68 1,69 1,70	1,56 1,64 1,69 1,70 1,71 1,72	1,56 1,67 1,75 1,77 1,78 1,80	1,56 1,76 1,88 1,92 1,96 1,99	1,56 1,82 2,01 2,08 2,14 2,20	1,56 1,84 2,09 2,19 2,28 2,38	1,56 1,85 2,12 2,26 2,38 2,52

При сигма_lос не равно 0 проверку стенки по формуле (73) следует выполнять в зависимости от значения a/h_ef:

а) при отношении a/h_ef <= 0,8 значение с_сr определяют по формуле (74) с учетом требований 9.5.4.

Если сосредоточенная нагрузка приложена к растянутому поясу, то при проверке стенки с учетом только сигма_lос и тау (рисунок 8, б) при определении коэффициента дельта по формуле (77) значения b_f и t_f принимают для растянутого пояса;

б) при отношении a/h_ef > 0,8 проверку по формуле (73) выполняют дважды:

при значении сигма_сr, вычисленном по формуле (74) с учетом требований 9.5.4, и при таком значении сигма_lос,сr, для вычисления которого по формуле (75) при определении коэффициентов с_1 и с_2 вместо размера а необходимо принять a_1 = 0,5а при 0,8 <= a/h_ef <= 1,33 и а_1 = 0,67 h_еf при a/h_ef > 1,33;

при значениях сигма_cr и сигма_lос,cr, вычисленных при фактическом значении а/h_еf (если a/h_ef > 2, в расчете принимают a/h_ef = 2); при этом коэффициент с_сr в формуле (74) определяют по таблице 15.

Таблица 15

Значения с_сr при a/h_ef или a/(2h_c), равном
<= 0,8	0,9	1,0	1,2	1,4	1,6	1,8	>= 2,0
По таблице 11	37,0	39,2	45,2	52,8	62,0	72,6	84,7

Значение тау_cr во всех случаях вычисляют по фактическим размерам отсека.

9.5.6 Устойчивость стенок балок 1-го класса асимметричного двутаврового сечения с более развитым сжатым поясом, укрепленных только поперечными ребрами жесткости, считают обеспеченной, если условие (73) будет выполнено с учетом следующих изменений:

при определении значений сигма_сr в формулах (74) и (77) вместо значения h_еf принимают удвоенную высоту сжатой зоны стенки 2h_e;

при а/(2h_с) > 0,8 и сигма_loc не равно 0 следует выполнять две проверки, указанные в 9.5.5, принимая h_ef = 2h_c при определении с_сr по таблице 15 и сигма_сr - по формуле (74).

Значения тау_сr и сигма_lос,сr определяют по фактическим размерам отсека стенки.

9.5.7 Устойчивость стенок балок 1-го класса асимметричного двутаврового сечения с более развитым растянутым поясом, укрепленных только поперечными ребрами жесткости, при одновременном действии напряжений сигма и тау и отсутствии напряжений сигма_lос считают обеспеченной, если выполнено условие

   0,5 сигма

            1                                2         2

--------------- (2 - альфа + кв.корень (альфа  + 4 бета )) <= 1,     (78)

сигма   гамма

     cr      c

где альфа = (сигма  - сигма )/сигма ;

                  1        2       1

    бета = (сигма  /сигма ) (тау/тау  );

                 cr      1          cr

                          _  2

    сигма   = (c   R )/ламбда .

         cr     cr  y        w

Здесь сигма  и сигма  - сжимающее и растягивающее напряжения у  расчетных

           1        2   границ   стенки,  принимаемые  соответственно  со

                        знаком "плюс" и "минус" и определяемые по формуле

                        (71);

          тау и тау   - касательные        напряжения,       определяемые

                   cr   соответственно по формулам (72) и (76);

                  с   - коэффициент,   определяемый   по   таблице  16  в

                   cr   зависимости от альфа.

Таблица 16

aльфа	1,0	1,2	1,4	1,6	1,8	2,0
c_cr	10,2	12,7	15,5	20,0	25,0	30,0

9.5.8 Устойчивость стенок балок 2-го и 3-го классов из однородной стали и бистальных при отсутствии местного напряжения (сигма_lос = 0) и с соблюдением требований 8.3.1, 9.2.3 и 9.2.8 считают обеспеченной при выполнении условий:

а) для двоякосимметричного двутаврового и коробчатого сечений

                    2

     M/[R   гамма  h   t(r альфа  + альфа)] <= 1,                    (79)

         yf      с  ef          f

где альфа определяют по данным таблицы 17 (значение тау принимают  равным

тау = Q/A );

         w

б) для балок асимметричного двутаврового сечения с более развитым сжатым поясом, укрепленных только поперечными ребрами,

                                                  2

     M/{[сигма  А   h  + сигма  А   (h  - h ) + 4h  t альфа R   +

              1  f1  1        2  f2   w    1      1          yw

                                  2        2

     + h  t(h  - 2h ) кв.корень (R   - 3тау )/2] гамма } <= 1,       (80)

        w    w     1              yw                  с

где сигма  , сигма  - напряжения    в    сжатом   и   растянутом   поясах

         1        2   соответственно;  если  сигма  >= R   или  сигма  >=

                                                  1     yf           2

                      R  ,   то   принимают  соответственно  сигма  = R

                       yf                                         1    yf

                      или сигма  = R  .

                               2    yf

В выражении (80) высоту сжатой зоны стенки h_1 определяют по формуле

                                                             2

     h  = A /(2t) + (A   сигма  - А   сигма /(2t кв.корень (R   -

      1    w          f2      2    f1      1                 yw

           2

     - 3тау )).                                                      (81)

Значения М и Q определяют в одном сечении балки.

9.5.9 Стенки балок укрепляют поперечными ребрами жесткости:

     в  балках  1-го класса  -  если  значение  условной  гибкости стенки

   _

ламбда  превышает 3,2  при  отсутствии  подвижной нагрузки на поясе балки

      w

либо 2,2 - при наличии такой нагрузки;

Таблица 17

тау/R sw	_ Значения альфа при ламбда , равном w
	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

в балках 2-го и 3-го классов - при любых значениях условной гибкости на участках длины балки, где учитываются пластические деформации, а на остальных участках - как в балках 1-го класса.

     Расстояние  между  поперечными  ребрами,  как  правило,   не  должно

                     _                              _

превышать 2h   при ламбда  => 3,2 и 2,5 h   - при ламбда  < 3,2.

            ef           w               ef             w

     Для  балок  1-го класса  допускается  превышать  эти  расстояния  до

значения 3h   при условии,  что  устойчивость  балки  и стенки обеспечена

           ef

                                                    _

выполнением  требований  9.4.4а или 9.4.4б,  если ламбда    не  превышает

                                                        ub

значений, определяемых по формуле (64).

Поперечные ребра жесткости, как правило, устанавливают в местах приложения неподвижных сосредоточенных нагрузок и на опорах балок.

В стенке, укрепленной только поперечными ребрами, ширина их выступающей части b_r должна быть для парного ребра не менее (h_w/30 + 25) мм, для одностороннего - не менее (h_w/24 + 40) мм; толщина ребра t_r должна быть не менее 2b_r кв.корень (R_y/Е).

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 менее чем для парного ребра.

9.5.10 Поперечное ребро жесткости, расположенное в месте приложения сосредоточенной нагрузки к верхнему поясу, проверяют расчетом на устойчивость: двустороннее ребро - как центрально-сжатую стойку, а одностороннее - как стойку, сжатую с эксцентриситетом, равным расстоянию от срединной плоскости стенки до центра тяжести расчетного сечения стойки. При этом в расчетное сечение стойки включают сечение ребра жесткости и полосы стенки шириной 0,65 t_w кв.корень (E/R_y) с каждой стороны ребра, а расчетную длину принимают равной высоте стенки h_ef.

     9.5.11 Если  устойчивость  стенок  балок 1-го  класса  при  действии

нормальных  напряжений  сигма  от  изгиба  не  обеспечена,  а  также  при

                                          _

значениях  условной  гибкости  стенки  ламбда  > 5,5 кв.корень (R /сигма)

                                             w                   y

(где  сигма - напряжение  в  сжатом  поясе  балки)   стенки  таких  балок

допускается  укреплять   продольным  ребром  жесткости,   устанавливаемым

дополнительно  к  поперечным ребрам согласно приложению Н, в котором даны

требования и для установки промежуточных поперечных ребер жесткости.

                                                             _

     9.5.12 При   значениях   условной  гибкости  стенки  ламбда   >  5,5

                                                                w

кв.корень (R /сигма) балки симметричного двутаврового сечения допускается

            y

проектировать  как  балки  2-го класса с гибкими (неустойчивыми) стенками

согласно приложению Л.

9.5.13 Участок стенки балки над опорой рассчитывают на устойчивость при центральном сжатии из плоскости балки как стойку, нагруженную опорной реакцией.

При укреплении стенки балки опорными ребрами жесткости с шириной выступающей части b_r (как правило, не менее 0,5 b_fi) в расчетное сечение этой стойки включают сечение опорных ребер и полосы стенки шириной не более 0,65 t_w кв.корень (E/R_y) с каждой стороны ребра (здесь b_fi - ширина нижнего пояса балки).

Толщина опорного ребра жесткости t_r должна быть не менее 3b_r кв.корень (R_y/Е), где b_r - ширина выступающей части.

Расчетную длину стойки принимают равной высоте стенки балки h_ef.

Нижние торцы опорных ребер (рисунок 9) 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 (рисунок 9, а) - смятию R_p при а <= 1,5 t и сжатию R_y при а > 1,5 t; во втором случае (рисунок 9, б) - смятию R_p.

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

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

     9.5.14 Устойчивость  сжатых  поясов   считают   обеспеченной,   если

                                    _

условная  гибкость  свеса  пояса ламбда  = (b  /t ) кв.корень (R  /E) или

                                       f     ef  f              yf

                    _

поясного  листа  ламбда   = (b /t ) кв.корень (R /E) балок 1-го класса, а

                       f1     f  f              y

также  бистальных  2-го  класса  при выполнении требований 8.3.6, 9.2.1 и

                                                    _           _

9.2.8   не   превышает   предельных   значений   ламбда     (ламбда    ),

                                                       uf          uf,1

определяемых по формулам:

для неокаймленного свеса двутаврового сечения

        _

     ламбда   = 0,5 кв.корень (R  /сигма );                          (82)

           uf                   yf      c

для поясного листа коробчатого сечения

        _

     ламбда     = 1,5 кв.корень (R  /сигма ).                        (83)

           uf,1                   uf      c

     Здесь сигма  - напряжение в сжатом поясе, определяемое по формулам:

                с

     для однородного сечения

     сигма  = M/(W    гамма )

          с       xnc      с

или сигма  = М /(W    гамма ) + М /(W   гамма );

         с    х   хnc      c     y   yn      c

для бистального сечения

     сигма  = R  /кв.корень (3(1 - 4 альфа'))

          с    yw

или сигма  = R  /кв.корень (3(1 - 4 альфа')) + M /(W   гамма ),

         с    yw                                y   xn      с

где альфа' - значения альфа из таблицы 17 при тау = 0;

если сигма  > сигма  , то следует принимать сигма  = сигма  .

          с        yf                            с        yf

     9.5.15 Устойчивость   сжатых   поясов  считают   обеспеченной,  если

условная  гибкость  свеса  сжатого  пояса или поясного листа балок 2-го и

3-го классов из однородной стали при выполнении требований 8.3.6, 9.2.3 и

                                                    _           _

9.5.8   не   превышает   предельных   значений   ламбда     (ламбда    ),

                                                       uf          uf,1

                           _

определяемых при 2,2 <= ламбда   <= 5,5 по формулам:

                              uw

для неокаймленного свеса двутаврового сечения

       _                      _

     ламбда   = 0,17 + 0,06 ламбда  ;                                (84)

           uf                     uw

для поясного листа коробчатого сечения

        _                       _

     ламбда   = 0,675 + 0,15 ламбда  .                               (85)

           uf                      uw

     9.5.16 В случае окаймления свеса ребром (рисунок 5),  имеющим размер

                                                                  _

a   >= 0,3 b   и толщину t > 2 a   кв. корень (R  /E), значения ламбда  ,

 ef         ef                  ef              yf                    uf

определяемые по формулам (82) и (84), допускается увеличивать в 1,5 раза.

9.6 Расчет опорных плит

9.6.1 Площадь стальной опорной плиты должна удовлетворять требованиям расчета на прочность фундамента.

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

9.6.2 Толщину опорной плиты определяют расчетом на изгиб пластинки по формуле

     t = кв.корень (6M   /R  гамма ),                                (86)

                      max  y      с

где M    - наибольший из изгибающих  моментов  М,  действующих на  разных

     max   участках опорной плиты и определяемых по формулам:

для консольного участка плиты

               2

     M = 0,5 qc ;                                                    (87)

для участка плиты, опертого на три, четыре или две взаимно перпендикулярные стороны

                 2

     M = aльфа qb ,                                                  (88)

здесь с - вылет консольного участка плиты;

  альфа - коэффициент, зависящий от условий опирания и отношения размеров

          сторон участка плиты;

      q - реактивный отпор фундамента под рассматриваемым участком  плиты

          на единицу площади  плиты,  принимаемый  равномерным  и  равным

          среднему значению;

      b - размер пластинки.

При определении изгибающего момента М для рассматриваемого участка плиты допускается учитывать разгружающее влияние смежных консольных участков вдоль длинных сторон по формуле

                   2        2

     М = q (aльфа b  - 0,5 с ).                                      (89)

10 Расчет элементов стальных конструкций при действии продольной силы с изгибом

10.1 Расчет на прочность элементов сплошного сечения

10.1.1 Расчет на прочность внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) и внецентренно растянутых (растянуто-изгибаемых) элементов из стали с нормативным сопротивлением R_yn <= 440 Н/мм2, не подвергающихся непосредственному воздействию динамических нагрузок, при напряжениях тау < 0,5 R_s и сигма = N/А_n > 0,1 R_y выполняют по формуле

             n            M                    M

      N                    x                    y

(------------) + -------------------- + ------------------- <= 1,    (90)

 A  R  гамма     c  W       R  гамма    c  W      R  гамма

  n  y      с     x  xn,min  y      с    y  yn,min y      с

где N, М  и М  - абсолютные значения  соответственно  продольной  силы  и

        x    y   изгибающих моментов   при  наиболее  неблагоприятном  их

                 сочетании;

    n, с  , с  - коэффициенты,     принимаемые  согласно  таблице     К.1

        x    y   приложения К.

Если сигма = N/А_n <= 0,1 R_y, формулу (90) применяют при выполнении требований 9.5.8 и 9.5.14.

Расчет на прочность элементов в случаях, не предусмотренных расчетом по формуле (90), выполняют по формуле

     (N/A  +- M  y/I   +- M  x/I  )/(R  гамма ) <= 1,                (91)

         n     x    xn     y    yn    y      с

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

10.1.2 Расчет на прочность внецентренно сжатых элементов по формуле (90) выполнять не требуется при значении приведенного относительного эксцентриситета m_ef <= 20 (10.2.2), отсутствии ослабления сечения и одинаковых значениях изгибающих моментов, принимаемых в расчетах на прочность и устойчивость.

10.1.3 Внецентренно сжатые элементы из стали с нормативным сопротивлением R_yn > 440 Н/мм2, имеющие несимметричные сечения относительно оси, перпендикулярной плоскости изгиба (например, сечения типа 10, 11 по таблице Ж.2 приложения Ж), проверяют на прочность растянутого волокна в плоскости действия момента по формуле

      гамма    |                  |

           u   |  N        M      |

     --------- | ---- - --------- | <= 1,                            (92)

     R  гамма  |  A     дельта W  |

      u      с |   n            tn|

где W   - момент сопротивления    сечения,  вычисленный  для  растянутого

     tn   волокна;

 дельта - коэффициент, определяемый по формуле

                           _  2

     дельта = 1 - 0,1 N ламбда /(A R ).                              (93)

                                    y

10.2 Расчет на устойчивость элементов сплошного сечения

10.2.1 Расчет на устойчивость внецентренно сжатых элементов при действии момента в одной из главных плоскостей выполняют как в этой плоскости (плоская форма потери устойчивости), так и из этой плоскости (изгибно-крутильная форма потери устойчивости).

10.2.2 Расчет на устойчивость внецентренно сжатых элементов постоянного сечения в плоскости действия момента, совпадающей с плоскостью симметрии, следует выполнять по формуле

     N/(фи  A R  гамма ) <= 1.                                       (94)

          е    y      с

     В  формуле (94)  коэффициент  устойчивости при сжатии  с изгибом фи

                                                                        е

определяют по таблице Ж.3 приложения Ж в зависимости от условной гибкости

   _

ламбда и приведенного относительного эксцентриситета  m  ,  определяемого

                                                       ef

по формуле

     m   = эта m,                                                    (95)

      ef

где    эта - коэффициент влияния формы сечения, определяемый  по  таблице

             Ж.2 приложения Ж;

m = e A/W  - относительный     эксцентриситет   (здесь   е   =   М/N    -

         c   - эксцентриситет, при вычислении которого  значения М  и

             N принимают согласно требованиям 10.2.3;

        W  - момент   сопротивления  сечения,  вычисленный  для  наиболее

         c   сжатого волокна).

     При значениях m   > 20 расчет выполняют как для изгибаемых элементов

                    ef

(раздел 9).

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

При этом значения М принимают 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 защемленным, 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 расчета пояса как упругой неразрезной балки;

для сжатого стержня с шарнирно-опертыми концами и сечением, имеющим ось симметрии, совпадающую с плоскостью изгиба, - моменту, определяемому по формулам таблицы 18 в зависимости от относительного эксцентриситета m_max = M_max A/(NW_c) и принимаемому равным не менее 0,5 М_mах.

Для сжатых стержней двоякосимметричного сплошного сечения с шарнирно-опертыми концами, на которых действуют изгибающие моменты, значение m_еf, необходимое для определения фи_е, принимают согласно таблице Ж.5 приложения Ж.

10.2.4 Расчет на устойчивость внецентренно сжатых сплошностенчатых стержней постоянного сечения (кроме коробчатого - 10.2.10) из плоскости действия момента при изгибе их в плоскости наибольшей жесткости (I_х > I_у), совпадающей с плоскостью симметрии, а также швеллеров выполняют по формуле

     N/(c фи  A R  гамма ) <= 1,                                     (96)

            y    y      с

где   с - коэффициент, определяемый согласно требованиям 10.2.5;

    фи  - коэффициент устойчивости при центральном  сжатии,  определяемый

      y   согласно требованиям 8.1.3.

10.2.5 Коэффициент с в формуле (96) определяют:

при значениях m_х <= 5 по формуле

     c = бета/(1 + альфа ню m ) <= 1,                                (97)

                             x

где альфа, бета и ню - коэффициенты, определяемые по таблице 19;

при значениях m_х >= 10 по формуле

     c = 1/(1 + m  фи /фи ),                                         (98)

                 x   y   b

где фи  - коэффициент устойчивости  при  изгибе,  определяемый   согласно

      b   требованиям 9.4.1 и приложению М как для балки с двумя  и более

          закреплениями сжатого пояса;

при значениях 5 < m_х < 10 по формуле

     c = c  (2 - 0,2 m ) + c   (0,2 m  - 1),                         (99)

          5           x     10       x

где определяют: с   - по формуле (97) при m  = 5;

                 5                         x

                с   - по формуле (98) при m  = 10.

                 10                        x

Здесь m_х = (М_х/N) (А/W_c) - относительный эксцентриситет, при вычислении которого М_х принимают согласно требованиям 10.2.6.

                       _

     При  гибкости  ламбда  > 3,14  коэффициент  с  не  должен  превышать

                          y

значений с   ,  определяемых согласно приложению И;  в  случае  если  с >

          max

с   , в формулах (96) и (101) вместо с принимают c   .

 mах                                              max

10.2.6 При определении относительного эксцентриситета m_х в формулах (97) - (99) за расчетный момент М_х принимают:

для стержней с концами, закрепленными от смещения перпендикулярно плоскости действия момента, - максимальный момент в пределах средней трети длины (но не менее половины наибольшего по длине стержня момента);

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).

10.2.7 Расчет на устойчивость внецентренно сжатых элементов двутаврового сечения, непрерывно подкрепленных вдоль одной из полок, выполняют согласно приложению М.

Таблица 18

m max	Момент М при условной гибкости стержня
	_ ламбда < 4	_ ламбда >= 4
m <= 3 max 3 < m <= 20 max	_ M = M - 0,25 ламбда (M - M ) max max 1 M = M + (m - 3)(М - М )/17 2 max max 2	М = М 1 M = M + (m - 3) (M - M )/17 1 max max 1
Обозначения, принятые в таблице 18: М - наибольший изгибающий момент в пределах длины стержня; max М - наибольший изгибающий момент в пределах средней трети длины стержня, принимаемый 1 равным не менее 0,5 M ; mах _ М - изгибающий момент, принимаемый равным М при m <= 3 и ламбда < 4, но не менее 2 max 0,5 M . max

10.2.8 Внецентренно сжатые элементы постоянного сечения, изгибаемые в плоскости наименьшей жесткости (I_y < I_x и е_у не равно 0), рассчитывают по формуле (94), а при гибкости ламбда_х > ламбда_y также проверяют расчетом на устойчивость из плоскости действия момента как центрально-сжатые элементы по формуле

     N/(фи  A R  гамма ) <= 1,                                      (100)

          x    y      c

где фи  - коэффициент устойчивости при центральном  сжатии,  определяемый

      х   согласно требованиям 8.1.3.

При ламбда_х <= ламбда_у проверки устойчивости из плоскости действия момента не требуется.

10.2.9 Расчет на устойчивость сплошностенчатых стержней постоянного сечения (кроме коробчатого), подверженных сжатию и изгибу в двух главных плоскостях, при совпадении плоскости наибольшей жесткости (I_x > I_y) с плоскостью симметрии, а также при сечении типа 3 (таблица 19) выполняют по формуле

     N/(фи    A R  гамма ) <= 1,                                    (101)

          exy    y      с

где фи    = с фи   пси.

      exy       ey

Здесь определяют: с - согласно требованиям 10.2.5;

                                                                      _

     фи   - согласно  требованиям 10.2.2 с заменой в формулах  m и ламбда

       ey

соответственно на m  и ламбда ;

                   у         у

пси - по формулам:

для сечений типов 1 и 3 (таблица 19) при m_х <= 5 и m_y <= 5

                                 _        _

     пси = 1 + 0,65 (1 - 0,02 ламбда ) ламбда  m  m  ;              (102)

                                    y        y  x  y

для сечений типов 1 и 3 при m_х > 5 и m_y > 5, а также для сечений типов 2 и 4 (таблица 19)

     пси = 1/куб.корень (c).                                        (103)

При вычислении значения m_ef,y = эта m_y для стержней двутаврового сечения с неодинаковыми полками коэффициент эта определяют как для сечения типа 8 по таблице Ж.2 приложения Ж.

Если m_ef,y < m_х, то кроме расчета по формуле (101) выполняют расчет по формулам (94) и (96), принимая е_у = 0.

Если ламбда_х > ламбда_у, то кроме расчета по формуле (101) выполняют расчет по формуле (94), принимая е_у = 0.

Значения относительных эксцентриситетов вычисляют по формулам:

     m  = e  A/W    и m  = e  A/W  ,                                (104)

      x    x    cx     y    y    cy

где W   и W   - моменты сопротивления  сечений  для  наиболее     сжатого

     cx    cy   волокна относительно осей соответственно х - x и y - y.

Если плоскость наибольшей жесткости сечения стержня (I_x > I_у) не совпадает с плоскостью симметрии, то расчетное значение m_х увеличивают на 25% (кроме сечения типа 3 по таблице 19).

10.2.10 Расчет на устойчивость сплошностенчатых стержней постоянного коробчатого сечения при сжатии с изгибом в одной или в двух главных плоскостях выполняют по формулам:

N/(фи   A R гамма ) + M /(c дельта W      R гамма ) <= 1;           (105)

     еу    y     с     x   x      х x,min  y     c

N /(фи   A R гамма ) + M /(c дельта W      R гамма ) <= 1,          (106)

      ex    y     с     y   y      y y,min  y     с

где   фи  , фи   - коэффициенты устойчивости  при   сжатии   с   изгибом,

        ex    ey   определяемые по таблице Ж.3 приложения Ж;

      с , с      - коэффициенты, принимаемые по  таблице  К.1  приложения

       x   y       К;

дельта , дельта  - коэффициенты, определяемые по формулам:

      х        у

                           _   2

     дельта  = 1 - 0,1 N ламбда /(A R ) и

           х                   х     y

                              _  2

     и дельта  = 1 - 0,1 N ламбда /(A R )                           (107)

             y                   y     y

                        и  принимаемые  равными  1,0  соответственно  при

                           _              _

                        ламбда  <= 1 и ламбда  <= 1.

                              х              y

При одноосном изгибе в плоскости наибольшей жесткости (I_x > I_у; М_у = 0) вместо фи_еу принимают фи_у.

10.3 Расчет на устойчивость элементов сквозного сечения

10.3.1 Расчет на устойчивость внецентренно сжатых стержней сквозного сечения с соединительными планками или решетками выполняют как расчет стержня в целом, так и отдельных ветвей.

     10.3.2 При  расчете  стержня  в  целом относительно свободной оси по

формуле  (94),   когда   планки   и  решетки  расположены  в  плоскостях,

параллельных плоскости действия момента,  коэффициент  фи   определяют по

                                                         е

таблице Ж.4  приложения Ж  в зависимости от условной приведенной гибкости

   _

ламбда   (ламбда   по  таблице 7)  и  относительного  эксцентриситета  m,

      ef        ef

определяемого по формуле

     m = e Aa/I,                                                    (108)

где е = M/N - эксцентриситет,  при  вычислении которого значения М   и  N

              принимают согласно требованиям 10.2.3;

          а - расстояние   от   главной   оси  сечения,  перпендикулярной

              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 выполняют как для изгибаемых элементов.

10.3.3 При расчете отдельных ветвей сквозных стержней с решетками по формуле (7) продольную силу в каждой ветви определяют с учетом дополнительного усилия N_ad от момента М, которое определяют по формулам:

         N   = М /b - при  изгибе  стержня  в плоскости, перпендикулярной

          ad    y     оси y - y, для сечений типов 1 и 3 (таблица 7);

    N   = 0,5 M /b  - то же, для сечений типа 2 (таблица 7);

     ad        y  1

    N   = 1,16 M /b - при  изгибе  стержня в плоскости,  перпендикулярной

     ad         x     оси х - х, для типов 1 и 3 (таблица 7);

    N   = 0,5 М /b  - то же, для сечений типа 2 (таблица 7);

     ad        y  1

    N   = 1,16 М /b - при изгибе стержня  в  плоскости,  перпендикулярной

     ad         x     оси х - х, для сечений типа 3 (таблица 7);

    N   = 0,5 М /b  - то же, для сечений типа 2 (таблица 7).

     ad        х  2

Здесь  b, b , b  - расстояния между осями ветвей (таблица 7).

           1   2

При изгибе стержня сквозного сечения типа 2 (таблица 7) в двух плоскостях усилие N_ad определяют по формуле

     N   = 0,5 (M /b  + M /b ).                                     (109)

      ad         y  1    x  2

10.3.4 При расчете отдельных ветвей сквозных стержней с планками в формуле (94) учитывают дополнительное усилие N_ad от момента М и местный изгиб ветвей от фактической или условной поперечной силы (как в поясах безраскосной фермы).

10.3.5 Расчет на устойчивость внецентренно сжатых трехгранных сквозных стержней с решетками и постоянным по длине равносторонним сечением выполняют согласно требованиям раздела 17.

10.3.6 Расчет на устойчивость сквозных стержней из двух сплошностенчатых ветвей, симметричных относительно оси х - х (рисунок 10), с решетками в двух параллельных плоскостях, подверженных сжатию и изгибу в обеих главных плоскостях, выполняют:

для стержня в целом - в плоскости, параллельной плоскостям решеток, согласно требованиям 10.3.2, принимая е_х = 0;

для отдельных ветвей - как внецентренно сжатых элементов по формулам (94) и (96); при этом продольную силу в каждой ветви определяют с учетом дополнительного усилия от момента М_у (10.3.3), а момент М_х распределяют между ветвями пропорционально их жесткостям I_хв (рисунок 10); если момент М_х действует в плоскости одной из ветвей, то считают его полностью передающимся на эту ветвь. При расчете по формуле (94) гибкость отдельной ветви определяют с учетом требований 11.2.14, а при расчете по формуле (96) - по максимальному расстоянию между узлами решетки.

10.3.7 Расчет соединительных планок или решеток сквозных внецентренно сжатых стержней выполняют согласно требованиям 8.2.8 и 8.2.9 на поперечную силу, равную большему из двух значений: фактической поперечной силе Q или условной поперечной силе Q_fic, вычисляемой согласно требованиям 8.2.7.

В случае когда фактическая поперечная сила больше условной, соединяют ветви сквозных внецентренно сжатых элементов, как правило, решетками.

10.4 Проверка устойчивости стенок и поясов

10.4.1 Расчетные размеры проверяемых на устойчивость стенок и поясных листов (полок) принимают согласно требованиям 8.3.1 и 8.3.6.

     10.4.2 Устойчивость  стенок  внецентренно  сжатых  элементов считают

                                                _

обеспеченной, если условная гибкость стенки  ламбда  = (h  /t ) кв.корень

                                                   w     ef  w

                                                                   _

R /E  не  превышает  значений   предельной  условной  гибкости  ламбда  ,

 y                                                                    uw

определяемых по формулам таблицы 20.

     10.4.3 При  выполнении  условия  0,8  <=  N/(фи  A R  гамма )  <=  1

                                                    e    y      с

                                _

предельную условную гибкость ламбда  ,  вычисленную  по формулам  (110) и

                                   uw

(111) таблицы 20, допускается увеличивать путем определения ее по формуле

        _          _            _          _                  N

     ламбда   = ламбда   + 5 (ламбда   - ламбда   ) (1 - --------------),

           uw         uw1           uw2        uw1       фи  A R гамма

                                                           е    y     с

                                                                    (116)

      _            _                   _

где ламбда    и ламбда    - значения ламбда  ,    вычисленные по формулам

          uw1         uw2                  uw

                            (110), (111) и (112) таблицы 20.

                                                                    _

     При выполнении условия N/(фи  A R  гамма ) < 0,8  значение  лямбда

                                 е    y      c                         uw

                    _

принимают равным ламбда   .

                       uw2

     10.4.4 Стенки   внецентренно   сжатых  элементов  сплошного  сечения

                                    _

(колонн, стоек, опор и т.п.) при ламбда  >= 2,3,  как правило,  укрепляют

                                       w

поперечными ребрами жесткости в соответствии с требованиями 8.3.3.

10.4.5 При укреплении стенки внецентренно сжатого элемента продольным ребром жесткости (с моментом инерции I_rl >= 6 h_ef t(3)_w), расположенным посередине стенки, наиболее нагруженную часть стенки между поясом и осью ребра рассматривают как самостоятельную пластинку и проверяют по формулам таблицы 20. При этом расчет и проектирование ребра и элемента в целом выполняют с учетом требований 8.3.4.

     10.4.6 В случаях когда фактическое значение условной гибкости стенки

   _                                      _

ламбда   превышает предельное значение ламбда  ,  вычисленное для сечений

      w                                      uw

типа  1  по  формулам  таблицы  20,  а  для  сечений типов 2 и 3 с учетом

примечания  2  таблицы  20  (при  альфа  <=  0,5),  допускается  проверку

устойчивости стержня по формулам (94),  (100) и (101), а также по формуле

(96) (при альфа <= 0,5)  выполнять с учетом расчетной уменьшенной площади

A_d.

     10.4.7 Устойчивость  поясов (полок)  внецентренно  сжатых стержней с

                     _         _

гибкостью  0,8 <= ламбда   (ламбда )  <=  4  считают  обеспеченной,  если

                        х         у

                                         _

условная гибкость свеса пояса (полки) ламбда = (b  /t ) кв. корень (R /E)

                                            f    ef  f               y

                       _

или поясного листа  ламбда   = (b    /t ) кв. корень (R /E)  не превышает

                          f1     ef,1  f               y

                                         _         _

значений предельной условной гибкости ламбда   (ламбда    ), определяемых

                                            uf        uf,1

по формулам таблицы 21.

     10.4.8 Для  свесов  поясов (полок), окаймленных ребрами (рисунок 5),

                                         _         _

значения предельной условной гибкости ламбда   (ламбда    ), определяемые

                                            uf        uf,1

по формулам таблицы 21, умножают на коэффициент 1,5.

Размеры окаймляющего ребра определяют согласно требованиям 8.3.9.

     10.4.9 При  назначении  сечений  внецентренно  сжатых  элементов  по

предельной  гибкости  значения  предельных  условных   гибкостей   стенки

   _                                                                _

ламбда  ,  определяемых  по формулам таблицы 20,  а также поясов ламбда

      uw                                                               uf

    _

(ламбда    ),  определяемых по формулам таблицы 21 и согласно требованиям

       uf,1

10.4.8, допускается увеличивать умножением на коэффициент кв. корень (фи

                                                                        m

A R /N),  но не более чем в 1,25 раза  (здесь фи   -  меньшее из значений

   y                                            m

фи , сфи , фи   , использованное при проверке устойчивости элемента).

  е     у    еху

11 Расчетные длины и предельные гибкости элементов стальных конструкций

11.1 Расчетные длины элементов плоских ферм, связей и структурных конструкций

11.1.1 Расчетные длины сжатых элементов плоских ферм и связей в их плоскости l_ef и из плоскости I_ef,1 (рисунок 11, а, б, в, г), за исключением элементов, указанных в 11.1.2 и 11.1.3, принимают по таблице 22.

Таблица 22

N п.п .	Направление продольного изгиба элемента фермы	Расчетные длины I_еf и l_ef,1
		поясов	опорных раскосов и опорных стоек	прочих элементов решетки
1 2 3	В плоскости фермы l_еf: а) для ферм, кроме указанных в позиции 1, б б) для ферм из одиночных уголков и ферм с прикреплением элементов решетки к поясам впритык В направлении, перпендикулярном плоскости фермы (из плоскости фермы) l_еf,1: а) для ферм, кроме указанных в позиции 2, б б) для ферм с прикреплением элементов решетки к поясам впритык В любом направлении l_еf = l_еf,1 для ферм из одиночных уголков при одинаковых расстояниях между точками закрепления элементов в плоскости и из плоскости фермы	l l l_1 l_1 0,85 l	l l l_1 l_1 l	0,8 l 0,9 l l_1 0,9 l_1 0,85 l
Обозначения, принятые в таблице 22 (рисунок 11): l - геометрическая длина элемента (расстояние между центрами ближайших узлов) в плоскости фермы; l_1 - расстояние между узлами, закрепленными от смещения из плоскости фермы (поясами ферм, специальными связями, жесткими плитами покрытий, прикрепленными к поясу сварными швами или болтами, и т.п.) .

11.1.2 Расчетную длину l_ef,1, элемента, по длине которого действуют сжимающие силы N_1 и N_2 (N_1 > N_2), из плоскости фермы (рисунок 12) определяют по формуле

     l     = (0,75 + 0,25 N /N ) l .                                (120)

      ef,1                 2  1   1

При этом расчет на устойчивость выполняют на усилие N_1.

Расчетные длины l_ef и l_ef,1 элементов постоянного сечения, раскрепленных связями на участках равной длины и нагруженных различными усилиями на этих участках, допускается определять согласно таблице О.1 приложения О.

Таблица 23

Конструкция узла пересечения элементов решетки	Расчетная длина l_ef,1 из плоскости фермы при поддерживающем элементе
	растянутом	неработаю- щем	сжатом
Оба элемента не прерываются Поддерживающий элемент прерывается и перекрывается фасонкой: рассматриваемый элемент не прерывается рассматриваемый элемент прерывается и перекрывается фасонкой	l 0,7 l_1 0,7 l_1	0,7 l_1 l_1 -	l_1 1,4 l_1 -
Обозначения, принятые в таблице 23 (рисунок 12): l - расстояние между центрами узлов фермы и пересечения элементов; l_1 - полная геометрическая длина элемента.

11.1.3 Расчетные длины l_еf и l_ef,1 элементов перекрестной решетки, скрепленных между собой (рисунок 11, д), принимают:

в плоскости фермы - равными расстоянию между центрами узлов фермы и пересечения элементов (l_ef = l);

из плоскости фермы: для сжатых элементов - по таблице 23; для растянутых элементов - равными полной геометрической длине элемента (l_ef,1 = l).

11.1.4 Радиусы инерции i сечений элементов из одиночных уголков при определении гибкости принимают:

при расчетной длине элемента не менее 0,85I (где l - расстояние между центрами ближайших узлов) - минимальными (i = i_min);

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

11.1.5 Расчетные длины l_ef элементов структурных конструкций принимают по таблице 24.

Таблица 24

N п.п .	Элементы структурных конструкций	Расчетная длина l_еf
1 2 3	Кроме указанных в позициях 2 и 3 Неразрезные (не прерывающиеся в узлах) пояса, а также элементы поясов и решеток, прикрепляемых в узлах сваркой впритык к шаровым или цилиндрическим узловым элементам Из одиночных уголков, прикрепляемых в узлах одной полкой: сварными швами или болтами (не менее двух), расположенными вдоль элемента, при l/i_min: до 90 св. 90 до 120 "   120 "   150 (только для элементов решетки) "   150 "   200 (только для элементов решетки) одним болтом при l/i_min: до 90 св. 90 до 120 "   120 "  150 (только для элементов решетки) "   150 "  200 (только для элементов решетки)	I 0,85 l l 0,90 l 0,75 l 0,70 l l 0,95 l 0,85 l 0,80 l
Обозначение, принятое в таблице 24: l - геометрическая длина элемента (расстояние между центрами узлов структурной конструкции).

Радиусы инерции сечений i элементов структурных конструкций при определении гибкости принимают:

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

в остальных случаях - минимальными (i = i_min).

11.2 Расчетные длины элементов пространственных решетчатых конструкций

11.2.1 Расчетные длины l_ef и радиусы инерции сечений i сжатых и ненагруженных элементов пространственных конструкций (рисунок 13) из одиночных уголков при определении гибкости принимают по таблице 25 с учетом таблиц 26 и 27.

Расчетные длины l_еf и радиусы инерции i растянутых элементов из одиночных уголков при определении гибкости принимают:

для поясов - по таблице 25;

для перекрестных раскосов по рисунку 13, а, д - в плоскости грани - равными длине l_d и радиусу инерции i_min; из плоскости грани - равными полной длине раскоса l_d1 и радиусу инерции i_x относительно оси, параллельной плоскости грани;

для раскосов по рисунку 13, б, в, г, е - равными длине l_d и радиусу инерции i_min.

Таблица 25

Элементы пространственных конструкций	l_ef	i
Пояса: по рисунку 13,а,б,в по рисунку 13,г,д по рисунку 13,е Раскосы: по рисунку 13,а,д по рисунку 13,б,в,г,е Распорки: по рисунку 13,б,е по рисунку 13,в	l_m 0,73 l_m 0,64 l_m мю_d l_dc мю_d l_d 0,80 l_c 0,73 l_c	i_min i_min i_min i_min i_min i_min i_min
Обозначения, принятые в таблице 25 (рисунок 13): l_dc - условная длина, принимаемая по таблице 26; мю_d - коэффициент расчетной длины раскоса, принимаемый по таблице 27. Примечания 1 Раскосы по рисунку 13,а,д в точках пересечения должны быть скреплены между собой. 2 Значение l_ef для распорок по рисунку 13,в дано для равнополочных уголков.

Таблица 26

Конструкция узла пересечения элементов решетки	Условная длина раскоса l_dc при поддерживающем элементе
	растянутом	неработающем	сжатом
Оба стержня не прерываются	l d	1,3 l d	0,8 l d1
Поддерживающий элемент прерывается и перекрывается фасонкой, рассматриваемый элемент не прерывается:
в конструкциях по рисунку 13,а	1,3 l d	1,6 l d	l d1
то же, 13,д	(1,75 - 0,15n)l d	(1,9 - 0,1n)l d	l d1
Узел пересечения элементов закреплен от смещения из плоскости грани (диафрагмой и т.п.)	l d	l d	l d
Обозначение, принятое в таблице 26 (рисунок 13): n = I l /(I l ), m,min d d,min m где I и I - наименьшие моменты инерции сечения соответственно пояса и раскоса. m,min d,min
Примечание - При n < 1 и n > 3 в формулах таблицы 26 принимают соответственно n = 1 и n = 3.

Таблица 27

Прикрепление раскоса к поясам	Значение n	Значение мю_d при l/i_min, равном
		до 60	св. 60 до 160	св. 160
Сварными швами, болтами (не менее двух), расположенными вдоль раскоса	До 2	1,14	0,54 + 36 i_min/l	0,765
	Св.6	1,04	0,54 + 28,8i_min/l	0,740
Одним болтом	При любых значениях	1,12	0,64 + 28,8i_min/l	0,820
Обозначения, принятые в таблице 27: n - по таблице 26; l - длина, принимаемая равной: l_d - для раскосов по рисунку 13,б,в,г,е; l_dc по таблице 26 - для раскосов по рисунку 13,а,д. Примечания 1 Значение мю_d при 2 <= n <= 6 определяют линейной интерполяцией. 2 При прикреплении одного конца раскоса к поясу без фасонок сваркой или болтами, а второго конца - через фасонку коэффициент расчетной длины раскоса принимают равным 0,5(1 + мю_d); при прикреплении обоих концов раскосов через фасонки - мю_d = 1,0. 3 Концы раскосов по рисунку 13,в крепят, как правило, без фасонок. В этом случае при их прикреплении к распорке и поясу сварными швами или болтами (не менее двух), расположенными вдоль раскоса, значение коэффициента мю_d принимают при значении n "до 2". В случае прикрепления их концов одним болтом значение мю_d принимают по строке "одним болтом", а при вычислении значения l_ef согласно таблице 25 вместо мю_d принимают 0,5 (1 + мю_d).

11.2.2 Расчетные длины l_ef и радиусы инерции i элементов из труб или парных уголков принимают согласно требованиям 11.1.1 - 11.1.3.

11.2.3 Расчетные длины сжатых элементов пространственных решетчатых конструкций допускается определять из расчета с использованием сертифицированных вычислительных комплексов (в предположении упругой работы стали и недеформированной схемы).

11.3 Расчетные длины колонн (стоек)

11.3.1 Расчетные длины l_еf колонн (стоек) постоянного сечения или отдельных участков ступенчатых колонн определяют по формуле

     l   = мю l,                                                    (121)

      ef

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

    мю - коэффициент расчетной длины.

11.3.2 При определении коэффициентов расчетной длины колонн (стоек) значения продольных сил в элементах системы принимают, как правило, для того сочетания нагрузок, для которого выполняется проверка устойчивости колонн (стоек) согласно требованиям разделов 8 и 10 настоящего Свода правил.

Допускается определять коэффициенты расчетной длины колонн постоянного сечения и отдельных участков ступенчатых колонн лишь для сочетания нагрузок, дающего наибольшие значения продольных сил в колоннах и на отдельных участках, и полученные значения коэффициента мю использовать для других сочетаний нагрузок.

При этом необходимо различать несвободные (раскрепленные) и свободные (нераскрепленные) рамы. В первом случае узлы крепления ригелей к колоннам не имеют свободы перемещения в плоскости рамы; во втором случае такие перемещения возможны.

11.3.3 Коэффициенты расчетной длины мю колонн (стоек) постоянного сечения определяют в зависимости от условий закрепления их концов и вида нагрузки. Для некоторых случаев закрепления концов и вида нагрузки значения мю приведены в таблице 28.

Коэффициенты расчетной длины колонн (стоек) постоянного сечения с упругим закреплением концов допускается определять по формулам, приведенным в таблице О.2 приложения О.

11.3.4 Коэффициенты расчетной длины мю колонн постоянного сечения в плоскости свободных и несвободных рам при жестком креплении ригелей к колоннам и при одинаковом нагружении узлов, расположенных в одном уровне, определяют по формулам таблицы 29.

11.3.5 Коэффициенты расчетной длины мю колонн (стоек) 1-го яруса однопролетных и многопролетных рам допускается определять согласно таблице О.4 приложения О.

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

11.3.7 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 мю_ef наиболее нагруженной колонны в плоскости рамы определяют по формуле

                          I  Сумма N

                           c        i

     мю   = мю кв.корень ------------- >= 0,7,                     (127)

       ef                 N  Сумма I

                           c        i

где              мю - коэффициент  расчетной  длины  проверяемой колонны,

                      вычисленный по формулам (122) и (123) таблицы 29;

            I  , N  - момент   инерции   сечения  и   усилие  в  наиболее

             c    c   нагруженной     колонне    рассматриваемой     рамы

                      соответственно;

Сумма N  , Сумма I  - сумма расчетных усилий и моментов  инерции  сечений

       i          i   всех колонн рассматриваемой рамы и четырех соседних

                      рам (по две с каждой стороны)  соответственно;  все

                      усилия  находят  при  том  же  сочетании  нагрузок,

                      которое вызывает усилие N  в проверяемой колонне.

                                               c

11.3.8 Коэффициенты расчетной длины мю отдельных участков ступенчатых колонн в плоскости рамы определяют согласно приложению П.

При определении коэффициентов расчетной длины мю для ступенчатых колонн рам одноэтажных производственных зданий допускается:

не учитывать 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, определять расчетные длины колонн как для стоек, неподвижно закрепленных на уровне ригелей.

11.3.9 При определении коэффициентов расчетных длин колонн рамных систем согласно 11.3.3 - 11.3.8 допускается учитывать влияние характера деформирования системы под нагрузкой в соответствии с приложением О.

11.3.10 Расчетные длины колонн в направлении вдоль здания (из плоскости рамы), как правило, принимают 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.). Расчетные длины допускается определять на основе расчетной схемы, учитывающей фактические условия закрепления концов колонн.

11.3.11 Расчетную длину ветвей плоских опор транспортерных галерей принимают равной:

в продольном направлении галереи - высоте опоры (от низа базы до оси нижнего пояса фермы или балки), умноженной на коэффициент мю, 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.

11.4 Предельные гибкости элементов

11.4.1 Гибкости элементов ламбда = l_ef/i, как правило, не должны превышать предельных значений ламбда_u, приведенных в таблице 30 для сжатых элементов и в таблице 31 - для растянутых.

Для элементов конструкций, которые согласно приложению В относятся к группе 4, в зданиях и сооружениях I и II уровней ответственности (согласно требованиям приложения 7* "Учет ответственности зданий и сооружений" к СНиП 2.01.07), а также для всех элементов конструкций в зданиях и сооружениях III уровня ответственности допускается повышать значение предельной гибкости на 10%.

Таблица 30

N п.п.	Элементы конструкций	Предельная гибкость сжатых элементов ламбда_u
1 2 3 4 5 6 7	Пояса, опорные раскосы и стойки, передающие опорные реакции: плоских ферм, структурных конструкций и пространственных конструкций из труб или парных уголков высотой до 50 м пространственных конструкций из одиночных уголков, а также пространственных конструкций из труб и парных уголков высотой св. 50 м Элементы, кроме указанных в позициях 1 и 7: плоских ферм, сварных пространственных и структурных конструкций из одиночных уголков, пространственных и структурных конструкций из труб и парных уголков пространственных и структурных конструкций из одиночных уголков с болтовыми соединениями Верхние пояса ферм, не закрепленные в процессе монтажа (предельную гибкость после завершения монтажа следует принимать по позиции 1) Основные колонны Второстепенные колонны (стойки фахверка, фонарей и т.п.), элементы решетки колонн, элементы вертикальных связей между колоннами (ниже балок крановых путей) Элементы связей, кроме указанных в позиции 5, а также стержни, служащие для уменьшения расчетной длины сжатых стержней, и другие ненагруженные элементы, кроме указанных в позиции 7 Сжатые и ненагруженные элементы пространственных конструкций таврового и крестового сечений, подверженные воздействию ветровых нагрузок, при проверке гибкости в вертикальной плоскости	180-60 альфа 120 210-60 альфа 220-40 альфа 220 180-60 альфа 210-60 альфа 200 150
Обозначение, принятое в таблице 30: N альфа = ---------------- - коэффициент, принимаемый не менее 0,5 фи A R гамма (в необходимых случаях вместо фи y с следует принимать фи_е).

Таблица 31

N п.п .	Элементы конструкций	Предельная гибкость растянутых элементов ламбда_u при воздействии на конструкцию нагрузок
		динамических, приложенных непосредственно к конструкции	стати- ческих	от кранов (см. примечание, позиция 5) и железнодорож- ных составов
1 2 3 4 5 6 7 8	Пояса и опорные раскосы плоских ферм (включая тормозные фермы) и структурных конструкций Элементы ферм и структурных конструкций, кроме указанных в позиции 1 Нижние пояса балок и ферм крановых путей Элементы вертикальных связей между колоннами (ниже балок крановых путей) Прочие элементы связей Пояса и опорные раскосы стоек и траверс, тяги траверс опор линий электропередачи, открытых распределительных устройств и контактных сетей транспорта Элементы опор линий электропередачи, открытых распределительных устройств и контактных сетей транспорта, кроме указанных в позициях 6 и 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	250 350 - 300 400 250 350 150	400 400 - 300 400 - - -	250 300 150 200 300 - - -
Примечания 1 В конструкциях, не подвергающихся динамическим воздействиям, гибкость растянутых элементов проверяют только в вертикальных плоскостях. 2 Для элементов связей, у которых прогиб под действием собственного веса не превышает l/150, при воздействии на конструкцию статических нагрузок допускается принимать ламбда_u = 500. 3 Гибкость растянутых элементов, подвергнутых предварительному напряжению, не ограничивается. 4 Значения предельных гибкостей принимают при кранах групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546. 5 Для нижних поясов балок и ферм крановых путей при кранах групп режимов работы 1K-6K допускается принимать ламбда_u = 200. 6 К динамическим нагрузкам, приложенным непосредственно к конструкции, относятея нагрузки, принимаемые в расчетах на усталость или с учетом коэффициентов динамичности.

12 Расчет листовых конструкций

12.1 Расчет на прочность

12.1.1 Расчет на прочность листовых конструкций (оболочек вращения), находящихся в безмоментном напряженном состоянии, выполняют по формуле

    1                     2                        2        2

--------- кв.корень (сигма  - сигма  сигма  + сигма  + 3 тау  ) <= 1,

R  гамма                  x        х      у        у        ху

 y      с

                                                                    (128)

где сигма  и сигма  - нормальные      напряжения    по    двум    взаимно

         х        у   перпендикулярным направлениям;

             гамма  - коэффициент условий работы конструкций, назначаемый

                  с   в соответствии с требованиями СНиП 2.09.03.

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

12.1.2 Напряжения в безмоментных тонкостенных оболочках вращения (рисунок 14), находящихся под давлением жидкости, газа или сыпучего материала, определяют по формулам:

                      F

     сигма  = ----------------;                                     (129)

          1   2 пи rt cos бета

     сигма  = (p/t - сигма /r ) r ,                                 (130)

          2               1  1   2

где сигма  и сигма  - меридиональное         и    кольцевое    напряжения

         1        2   соответственно;

                  F - проекция  на  ось z - z оболочки полного расчетного

                      давления,   действующего   на  часть  оболочки  аbс

                      (рисунок 14);

           r и бета - радиус и угол, показанные на рисунке 14;

                  t - толщина оболочки;

                  р - расчетное давление на поверхность оболочки;

             r , r  - радиусы кривизны в главных  направлениях  срединной

              1   2   поверхности оболочки.

12.1.3 Напряжения в замкнутых безмоментных тонкостенных оболочках вращения, находящихся под внутренним равномерным давлением, определяют по формулам:

для цилиндрических оболочек

     сигма  = pr/(2t);  сигма  = pr/t,                              (131)

          1                  2

для сферических оболочек

     сигма  = сигма  = pr/(2t);                                     (132)

          1        2

для конических оболочек

                   рr                     pr

     сигма  = ------------;  сигма  = ----------,                   (133)

          1   2t cos бета         2   t cos бета

где    р - расчетное внутреннее давление на поверхность оболочки;

       r - радиус срединной поверхности оболочки (рисунок 15);

    бета - угол между образующей конуса и его осью z - z (рисунок 15).

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

12.2 Расчет на устойчивость

12.2.1 Расчет на устойчивость замкнутых круговых цилиндрических оболочек вращения, равномерно сжатых параллельно образующим, выполняют по формуле

          сигма

               1

     ----------------- <= 1,                                        (134)

     cигма     гамма

          cr,1      с

где    сигма  - расчетное напряжение в оболочке;

            1

    сигма     - критическое напряжение, равное меньшему из  значений  пси

         cr,1   R   или  cEt/r (здесь r - радиус   срединной  поверхности

                 y

                оболочки; t - толщина оболочки) при r/t <= 300; при r/t >

                300 сигма     = cEt/r.

                         cr,1

Значения коэффициента пси при 0 < r/t <= 300 определяют по формуле

     пси = 0,97 - (0,00025 + 0,95 R /E) r/t.                        (135)

                                   y

Значения коэффициента с определяют по таблице 32.

Таблица 32

r/t	100	200	300	400	600	800	1000	1500	2500
с	0,22	0,18	0,16	0,14	0,11	0,09	0,08	0,07	0,06

В случае внецентренного сжатия параллельно образующим или чистого изгиба в диаметральной плоскости при касательных напряжениях в месте наибольшего момента, не превышающих значения 0,07 E (t/r) (3/2), напряжение сигма_cr,1 увеличивают в (1,1 - 0,1 сигма'_2/сигма_1,) раза, где сигма'_2 - наименьшее напряжение (растягивающие напряжения считать отрицательными).

     12.2.2 В трубах, рассчитываемых как сжатые или  внецентренно  сжатые

                                  _

стержни  при условной гибкости ламбда = ламбда кв. корень (R /E) >= 0,65,

                                                            y

должно быть выполнено условие

     r/t <= пи кв. корень (E/R ).                                   (136)

                              y

Такие трубы рассчитывают на устойчивость в соответствии с требованиями разделов 8 и 10 независимо от расчета на устойчивость стенок. Расчет на устойчивость стенок бесшовных или электросварных труб не требуется, если значения r/t не превышают половины значений, определяемых по формуле (136).

12.2.3 Цилиндрическая панель, опертая по двум образующим и двум дугам направляющей, равномерно сжатая вдоль образующих, при b(2) (r t) <= 20 (где b - ширина панели, измеренная по дуге направляющей) должна быть рассчитана на устойчивость как пластинка по формулам:

при расчетном напряжении сигма <= 0,8 R_y

     b/t <= 1,9 кв. корень (E/R );                                  (137)

                               y

при расчетном напряжении сигма = R_у

     b/t <= 37/(кв.корень (1 + 500 R /E)).                          (138)

                                    у

При 0,8 R_у < сигма < R_у наибольшее отношение b/t определяют линейной интерполяцией.

Если b(2)/(r t) > 20, то панель рассчитывают на устойчивость как оболочку согласно требованиям 12.2.1.

12.2.4 Расчет на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения при действии внешнего равномерного давления р на боковую поверхность выполняют по формуле

     сигма /(сигма     гамма ) <= 1,                                (139)

          2       cr,2      с

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

         2

        сигма     - критическое напряжение, определяемое по формулам:

             cr,2

при 0,5 <= l/r <= 10

                                   3/2

     сигма     = 0,55 E (r/l) (t/r)   ;                             (140)

          cr,2

при l/r >= 20

                             2

     сигма     = 0,17 E (t/r) ;                                     (141)

          cr,2

при 10 < l/r < 20 напряжение сигма_сr,2 определяют линейной интерполяцией.

Здесь l - длина цилиндрической оболочки.

Та же оболочка, но укрепленная кольцевыми ребрами, расположенными с шагом s >= 0,5r между осями, должна быть рассчитана на устойчивость по формулам (139) - (141) 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 8.1.3 при N =

prs  и расчетной длине стержня l   = 1,8 r;  при  этом  в  сечение  ребра

                                ef

включают  участки  оболочки  шириной  0,65 t кв. корень (E/R )  с  каждой

                                                            y

                                                         _

стороны  от  оси  ребра,  а условная гибкость стержня ламбда = ламбда кв.

корень (R /Е) не должна превышать 6,5.

         y

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

12.2.5 Расчет на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения, подверженной одновременному действию нагрузок, указанных в 12.2.1 и 12.2.4, выполняют по формуле

     (1/гамма ) (сигма /сигма     + сигма /сигма    ) <= 1,         (142)

             с        1      cr,1        2      cr,2

где сигма_cr,1 вычисляют согласно требованиям 12.2.1 и сигма_сr,2 - согласно требованиям 12.2.4.

12.2.6 Расчет на устойчивость конической оболочки вращения с углом конусности бета <= 60°, сжатой силой N вдоль оси (рисунок 16), выполняют по формуле

     N/(N   гамма ) <= 1,                                           (143)

         cr      с

где N   - критическая сила, определяемая по формуле

     cr

                                  2

     N   = 6,28 t сигма     r  cos  бета;                           (144)

      cr               cr,1  m

здесь         t - толщина оболочки;

      сигма     - значение напряжения, вычисленное  согласно  требованиям

           cr,1   12.2.1 с заменой радиуса r радиусом r , равным:

                                                       m

     r  = (0,9 r  + 0,1 r )/cos бета.                               (145)

      m         2        1

12.2.7 Расчет на устойчивость конической оболочки вращения при действии внешнего равномерного давления р на боковую поверхность выполняют по формуле

     сигма /(сигма     гамма ) <= 1,                                (146)

          2       cr,2      с

здесь сигма  = pr /t - расчетное кольцевое напряжение в оболочке;

           2     m

           сигма     - критическое напряжение, определяемое по формуле

                сr,2

                                     3/2

     cигма     = 0,55 E (r /h) (t/r )   ,                           (147)

          cr,2            m        m

где r  - радиус, определяемый по формуле (145);

     m

     h - высота конической оболочки (между основаниями).

12.2.8 Расчет на устойчивость конической оболочки вращения, подверженной одновременному действию нагрузок, указанных в 12.2.6 и 12.2.7, выполняют по формуле

     (1/гамма ) (N/N   + сигма /сигма    ) <= 1,                    (148)

             с      сr        2      cr,2

где значения N   и сигма     вычисляют по формулам (144) и (147).

              cr        cr,2

12.2.9 Расчет на устойчивость полной сферической оболочки (или ее сегмента) при r/t <= 750 и действии внешнего равномерного давления р, нормального к ее поверхности, выполняют по формуле

     сигма/(сигма   гамма ) <= 1,                                   (149)

                 cr      с

где    сигма = pr/(2t) - расчетное напряжение;

    сигма   = 0,1 Et/r - критическое  напряжение,  принимаемое  равным не

         cr              более R ;

                                y

                     r - радиус срединной поверхности сферы.

13 Расчет элементов стальных конструкций на усталость

13.1 Общие положения расчета

13.1.1 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 воспринимающие многократно действующие подвижные, вибрационные или другого вида нагрузки с количеством циклов нагружений 10(5) и более, которые могут привести к явлению усталости, учитывают требования к материалу, технологии изготовления, применяя такие конструктивные решения, которые не вызывают значительной концентрации напряжений, и проверяют расчетом на усталость.

Количество циклов нагружений принимают по технологическим требованиям эксплуатации.

Расчет конструкций на усталость производят на действие нагрузок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП 2.01.07.

Конструкции высоких сооружений (типа мачт, башен и т.п.), проверяемые на ветровой резонанс согласно требованиям СНиП 2.01.07, проверяют расчетом на усталость.

13.1.2 Расчет на усталость производят по формуле

          сигма

               max

     ----------------- <= 1,                                       (150)

     альфа R   гамма

            ню      ню

где сигма    - наибольшее по   абсолютному    значению    напряжение    в

         max   рассчитываемом элементе, вычисленное по сечению нетто  без

               учета коэффициента динамичности и коэффициентов  фи,  фи ,

                                                                       b

               фи ;

                 e

       альфа - коэффициент, учитывающий   количество циклов нагружений n,

               принимаемый при n >= 3,9 х 10(6)  равным альфа  =  0,77  и

               вычисляемый при n < 3,9 х 10(6) по формулам:

для групп элементов 1 и 2

                        6 2            6

     альфа = 0,064 (n/10 )  - 0,5 (n/10 ) + 1,75;                   (151)

для групп элементов 3 - 8

                       6 2             6

     альфа = 0,07 (n/10 )  - 0,64 (n/10 ) + 2,2;                    (152)

        R   - расчетное сопротивление усталости, принимаемое  по  таблице

         ню   33 в зависимости от временного сопротивления  стали  R    и

                                                                    un

              групп элементов конструкций, приведенных в приложении Р;

    гамма   - коэффициент, определяемый по таблице 34  в  зависимости  от

         ню   напряженного состояния и коэффициента асимметрии напряжений

              ро  =  сигма   /сигма    (здесь сигма    -  наименьшее   по

                          min      max             min

              абсолютному значению напряжение в рассчитываемом  элементе,

              вычисляемое так же, как сигма    , и при том же загружении;

                                           max

              при разнозначных напряжениях сигма    и сигма      значение

                                                max        min

              ро принимают со знаком "минус").

При расчете по формуле (150) должно выполняться условие альфа R_ню гамма_ню <= R_u/гамма_u.

Таблица 33

Группа элементов	Значение R_ню при нормативном значении временного сопротивления стали R_un, H/мм2
	До 420	Св. 420 до 440	Св. 440 до 520	Св. 520 до 580	Св. 580 до 675
1 2	120 100	128 106	132 108	136 110	145 116
3 4 5 6 7 8	Для всех марок стали 90 То же 75 " 60 " 45 " 36 " 27

Таблица 34

Напряженное состояние (для сигма_mах)	Коэффициент асимметрии напряжений рo	Формулы для вычисления коэффициента гамма_ню
Растяжение	- 1 <= рo <= 0	2,5 ----------- 1,5 - po
	0 < рo <= 0,8	2,0 ------------ 1,2 - po
	0,8 < рo < 1	2,0 --------- 1 - po
Сжатие	- 1 <= рo < 1	2,0 --------- 1 - po

13.1.3 Стальные конструкции и их элементы, непосредственно воспринимающие нагрузки с количеством циклов нагружений менее 10(5), проектируют с применением таких конструктивных решений, которые не вызывают значительной концентрации напряжений.

13.2 Расчет балок крановых путей

13.2.1 Расчет на усталость балок крановых путей выполняют согласно требованиям 13.1.1 и 13.1.2 на действие крановых нагрузок, определяемых согласно СНиП 2.01.07. При этом принимают aльфа = 0,77 при кранах групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546 и aльфа = 1,1 - в остальных случаях.

13.2.2 Расчет на усталость верхней зоны стенок составных балок крановых путей для кранов групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546 выполняют по формуле

       1                       2           2

     ---- (0,5 кв.корень (сигма  + 0,36 тау  ) + 0,4 сигма      +

      R                        х           ху             loc,y

       y

     + 0,5 сигма  ) <= 1,                                           (153)

                fy

где R   - расчетное сопротивление усталости, принимаемое для всех  сталей

     ню   равным соответственно для балок   со  сварными  и  фрикционными

          поясными соединениями R   = 75 Н/мм2  и 96 Н/мм2   для   сжатой

                                 ню

          верхней зоны стенки (сечения в пролете балки); R   = 65 Н/мм2 и

                                                          ню

          89 Н/мм2  для растянутой верхней зоны стенки (опорные   сечения

          неразрезных балок).

Значения напряжений в формуле (153) определяют по формулам 9.3.3 для крановых нагрузок, принимаемых в расчете на усталость.

14 Проектирование стальных конструкций с учетом предотвращения хрупкого разрушения

14.1 При проектировании стальных конструкций исключают возможность хрупкого разрушения, возникающую вследствие неблагоприятного влияния сочетания следующих факторов:

пониженной температуры, при которой сталь в зависимости от ее химического состава, структуры и толщины проката переходит в хрупкое состояние;

действия подвижных, динамических и вибрационных нагрузок;

высоких местных напряжений, вызванных воздействием сосредоточенных нагрузок или деформаций деталей соединения, а также остаточных напряжений;

резких концентраторов напряжений, ориентированных поперек направления действия растягивающих напряжений.

14.2 Для предотвращения хрупкого разрушения конструкций:

выбирают сталь согласно требованиям 6.2;

по возможности избегают расположения сварных швов в зонах действия растягивающих напряжений, превышающих 0,4 R_y;

принимают 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.);

избегают пересечений сварных швов;

для сварных стыковых соединений применяют выводные планки и физические методы контроля качества швов;

учитывают, что конструкции со сплошной стенкой имеют меньше концентраторов напряжений, чем решетчатые;

в стыках элементов, перекрываемых накладками, фланговые швы не доводят до оси стыка не менее чем на 25 мм с каждой стороны;

применяют возможно меньшие толщины элементов сечения (особенно при гильотинной резке кромок и продавливании отверстий);

фасонки связей, вспомогательных и других второстепенных элементов крепят к растянутым элементам конструкций по возможности на болтах.

15 Проектирование соединений стальных конструкций

15.1 Сварные соединения

15.1.1 При проектировании стальных конструкций со сварными соединениями:

назначают минимальные размеры сварных швов с учетом требований 15.1.4 - 15.1.6, а также применяют минимально необходимое количество расчетных и конструктивных сварных швов;

обеспечивают свободный доступ к местам выполнения сварных соединений с учетом выбранного вида и технологии сварки.

15.1.2 Основные типы, конструктивные элементы и размеры сварных соединений принимают по ГОСТ 5264, ГОСТ 8713, ГОСТ 11533, ГОСТ 11534, ГОСТ 14771, ГОСТ 23518.

15.1.3 При выборе электродов, сварочной проволоки и флюсов учитывают группы конструкций и расчетные температуры, указанные в приложении Г.

15.1.4 При проектировании сварных соединений исключают возможность хрупкого разрушения конструкций с учетом требований раздела 14.

15.1.5 При проектировании тавровых и угловых сварных соединений элементов стальных конструкций с растягивающими напряжениями в направлении толщины проката с целью исключения возможности слоистого разрушения металла под сварным швом, как правило:

применяют стали для конструкций группы 1 согласно приложению В с пределом текучести до 375 Н/мм2, а также стали с гарантированными механическими свойствами в направлении толщины проката согласно требованиям ГОСТ 28870;

применяют сварочные материалы с пониженной прочностью и повышенной пластичностью; используют технологические приемы сварки, направленные на снижение остаточных сварочных напряжений; не применяют порошковую проволоку;

заменяют угловые соединения тавровыми, а в последних обеспечивают отношение ширины свеса к толщине элементов не менее 1; применяют разделки кромок, обеспечивающие снижение объема наплавленного металла.

15.1.6 Сварные стыковые соединения листовых деталей, как правило, проектируют прямыми с полным проваром и с применением выводных планок. В монтажных условиях допускается односторонняя сварка с подваркой корня и сварка на остающейся стальной подкладке.

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

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

б) катет углового шва k_f должен удовлетворять требованиям расчета и быть, как правило, не меньше указанного в таблице 35; катет шва в тавровом двустороннем, а также в нахлесточном и угловом соединениях допускается принимать меньше указанного в таблице 35, но не менее 4 мм, при этом размеры шва должны обеспечивать несущую способность, определяемую расчетом, и дополнительным контролем должно быть установлено отсутствие дефектов, в том числе технологических трещин;

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

г) расчетная длина флангового шва должна быть не более 85 бета_f k_f, за исключением швов, в которых усилие действует на всем протяжении шва (здесь бета_f - коэффициент, принимаемый согласно таблице 36);

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

е) соотношение размеров катетов угловых швов принимают, как правило, 1:1; при разных толщинах свариваемых элементов допускается принимать швы с неравными катетами; при этом катеты, примыкающие к более тонкому либо к более толстому элементу, должны удовлетворять требованиям соответственно 15.1.7,а либо 15.1.7,б;

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

Таблица 35

Вид соединения	Вид сварки	Предел текучести стали, Н/мм2	Минимальный катет шва k_f, мм, при толщине более толстого из свариваемых элементов t, мм
			4-5	6-10	11-16	17-22	23-32	33-40	41-80
Тавровое: с двусторонними угловыми швами нахлесточное и угловое	Ручная дуговая	До 285 Св. 285 до 390	4 4	4 5	4 6	5 7	5 8	6 9	6 10
		"   390 "   590	5	6	7	8	9	10	12
	Механизирова- нная	До 285 Св. 285 до 390	3 3	4 4	4 5	5 6	5 7	6 8	6 9
		"   390 "   590	4	5	6	7	8	9	10
Тавровое с односторонними угловыми швами	Ручная дуговая	До 375	5	6	7	8	9	10	12
	Механизирова- нная	"   375	4	5	6	7	8	9	10
Примечания 1 В конструкциях из стали с пределом текучести свыше 590 Н/мм2, а также из всех сталей при толщине элементов более 80 мм минимальный катет швов принимают по специальным техническим условиям. 2 В конструкциях группы 4 минимальный катет односторонних угловых швов уменьшают на 1 мм при толщине свариваемых элементов до 40 мм и на 2 мм - при толщине элементов свыше 40 мм.

Таблица 36

Вид сварки при диаметре сварочной проволоки d, мм	Положение шва	Коэффициент	Значения коэффициентов бета_f и бета_z при нормальных режимах сварки и катетах швов, мм
			3-8	9-12	14-16	св. 16
Автоматическая при d = 3 - 5	В лодочку	бета_f	1,1			0,7
		бета_z	1,15			1,0
	Нижнее	бета_f	1,1	0,9		0,7
		бета_z	1,15	1,05		1,0
Автоматическая и механизированная при d = 1,4 - 2	В лодочку	бета_f	0,9		0,8	0,7
		бета_z	1,05		1,0
	Нижнее, горизонтальное, вертикальное	бета_f	0,9	0,8	0,7
		бета_z	1,05	1,0
Ручная, механизированная проволокой сплошного сечения при d < 1,4 или порошковой проволокой	В лодочку	бета_f	0,7
	Нижнее, горизонтальное, вертикальное, потолочное	бета_z	1,0

15.1.8 Для угловых швов, размеры которых установлены в соответствии с расчетом, для элементов из стали с пределом текучести до 285 Н/мм2 следует, как правило, применять электродные материалы, удовлетворяющие условиям: R_wf > R_wz при механизированной сварке и 1,1 R_wz <= R_wf <= R_wz бета_z/бета_f при ручной сварке, а для элементов из стали с пределом текучести свыше 285 Н/мм2 допускается применять электродные материалы, удовлетворяющие условию R_wz < R_wf < R_wz бета_z/бета_f (здесь бета_f и бета_z - коэффициенты, зависящие от технологии сварки и катета шва и определяемые по таблице 36).

15.1.9 Односторонние угловые швы в тавровых соединениях элементов из стали с пределом текучести до 375 Н/мм2, как правило, применяют в конструкциях, эксплуатируемых в неагрессивной или слабоагрессивной среде (классификация по СНиП 2.03.11) в отапливаемых помещениях, кроме конструкций в зданиях и сооружениях, относящихся к I уровню ответственности, возводимых в районах с сейсмичностью 8 баллов и выше, в районах с расчетной температурой ниже минус 45°С, а также конструкций групп 1, 2, 3 в зданиях с кранами режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8 К:

для прикрепления промежуточных ребер жесткости и диафрагм - в конструкциях всех групп, кроме конструкций группы 1, рассчитываемых на усталость;

     для  поясных  швов  сварных  двутавров - в конструкциях групп 2 и 3,

                                                  _

кроме  балок   с  условной  гибкостью  стенки  ламбда   >  6   кв. корень

                                                     w

(R /сигма ),  при  толщине  стенки t  в колоннах  и стойках до 12 мм  и в

  y      f                          w

балках до 10 мм, при выполнении  швов  механизированной сваркой с катетом

шва k  >= 0,8 t /бета  с учетом требований 16.3.3 и 16.5.5;

     f         w     f

для всех конструктивных элементов - в конструкциях группы 4.

Односторонние угловые швы не применяют в соединениях, воспринимающих изгибающие моменты относительно продольной оси шва.

Катеты односторонних швов принимают по расчету, но не менее указанных в таблице 35.

15.1.10 Прерывистые угловые сварные швы допускается применять при статической нагрузке при избыточной несущей способности непрерывного шва минимального размера для соединений в конструкциях группы 4, а также в конструкциях группы 3, реконструируемых в районах, кроме имеющих расчетную температуру ниже минус 45°С, и эксплуатируемых в неагрессивных или слабоагрессивных средах.

Размеры сварного шва должны соответствовать требованиям 15.1.7.

Расстояние s между участками сварных швов (рисунок 17), как правило, не должно превышать одного из значений: 200 мм, 12 t_min в сжатом элементе (t_min - толщина самого тонкого из соединяемых элементов), 16 t_min в растянутом элементе. В конструкциях группы 4 расстояние s допускается увеличить на 50%.

При наложении прерывистого шва предусматривают шов по концам соединяемых частей элементов; длина l_w1 этого шва в элементах составного сечения из пластин должна быть не менее 0,75b, где b - ширина более узкой из соединяемых пластин.

15.1.11 Угловые сварные швы, расположенные по периметру отверстий или прорезей, допускается применять в нахлесточных соединениях в случаях, предусмотренных 15.1.10, для передачи усилий в плоскости нахлестки, предотвращения потери устойчивости элементов нахлестки или конструктивных соединений элементов.

15.1.12 Пробочные швы, заполняющие наплавленным металлом всю площадь круглых или щелевых отверстий, допускается применять в нахлесточных соединениях в случаях, предусмотренных 15.1.10, только для предотвращения потери устойчивости элементов нахлестки или для конструктивных соединений элементов.

Толщина пробочного шва должна быть: не менее толщины t просверленного или прорезанного элемента, но не более 16 мм, не менее 0,1 длины прорези либо значений 0,45 d или 0,45 b (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.

15.1.13 Применение комбинированных соединений, в которых часть сдвигающего усилия воспринимается фрикционным соединением, а часть - сварными швами, допускается при условии, что сварка должна быть выполнена после окончательной затяжки болтов.

Распределение усилия между фрикционными и сварными соединениями допускается принимать пропорционально их несущим способностям либо принимать, что фрикционное соединение воспринимает усилие от постоянной нагрузки, а сварное - от временной. Применение других болтовых соединений в комбинированных соединениях не допускается.

15.1.14 Расчет сварных стыковых соединений при действии осевой силы N, проходящей через центр тяжести соединения, выполняют по формуле

     N/(t l  R   гамма ) <= 1,                                      (154)

           w  wy      с

где  t - наименьшая из толщин соединяемых элементов;

    l  - расчетная длина шва, равная полной его длине, уменьшенной на 2t,

     w   или полной его длине, если концы шва выведены за пределы стыка.

При расчете сварных стыковых соединений элементов из стали с отношением R_u/гамма_u > R_y, эксплуатация которых возможна и после достижения металлом предела текучести, а также из стали с пределом текучести R_yn > 440 Н/мм2 в формуле (154) вместо R_wy принимают R_wu/гамма_u.

Расчет сварных стыковых соединений выполнять не требуется при применении сварочных материалов согласно приложению Г, полном проваре соединяемых элементов и физическом контроле качества соединений при растяжении.

15.1.15 Сварные стыковые соединения, выполненные без физического контроля качества, при одновременном действии в одном и том же сечении шва нормальных сигма_wx и сигма_wy и касательных тау_wxy напряжений проверяют по формуле (38), принимая в ней:

     сигма  = сигма  ,  сигма  = сигма  ,  тау   = тау   ,  R  = R  .

          х        wx        у        wy      xy      wxy    y    wy

15.1.16 Расчет сварного соединения с угловыми швами, при действии силы N, проходящей через центр тяжести соединения, выполняют на срез (условный) по одному из двух сечений (рисунок 18) по формулам:

           бета  R

               f  wf

     при -------------- <= 1

         0,45 бета  R

                  z  un

по металлу шва

               N

     ---------------------- <= 1;                                  (155)

     бета  k  l  R  гамма

         f  f  w  wf     с

            бета  R

                f  wf

     при --------------- > 1

          0,45 бета  R

                   z  un

по металлу границы сплавления

                 N

     ----------------------- <= 1,                                 (156)

     бета  k  l  R   гамма

         z  f  w  wz      с

где       l  - расчетная длина  швов   в   сварном   соединении,  равная

           w   суммарной  длине  всех его участков за вычетом по 1 см на

               каждом непрерывном участке шва;

бета , бета  - коэффициенты, принимаемые по таблице 36.

    f      z

15.1.17 Расчет сварных соединений с угловыми швами при действии момента М в плоскости, перпендикулярной плоскости расположения швов, выполняют на срез (условный) по одному из двух сечений (рисунок 18) по формулам:

по металлу шва

     М/(W  R   гамма ) <= 1;                                        (157)

         f  wf      c

по металлу границы сплавления

     M/(W  R   гамма ) <= 1,                                        (158)

         z  wz      c

где W  и W  - моменты сопротивления расчетных сечений сварного соединения

     f    z   по металлу  шва  и  по     металлу    границы    сплавления

              соответственно.

15.1.18 Расчет сварного соединения с угловыми швами при действии момента М в плоскости расположения этих швов выполняют на срез (условный) по одному из двух сечений (рисунок 18) по формулам:

по металлу шва

                     2    2

       M кв.корень (x  + y )

     ------------------------- <= 1,                                (159)

      (I   + I  ) R   гамма

        fx    zy   wz      с

по металлу границы сплавления

                    2    2

      M кв.корень (x  + y )

     ------------------------- <= 1,                                (160)

      (I   + I  ) R   гамма

        zx    zy   wz      с

где х и у - координаты точки сварного соединения, наиболее  удаленной  от

            центра тяжести О расчетного сечения этого соединения (рисунок

            19);

    I  , I   - моменты инерции расчетного сечения сварного соединения  по

     fx   fy   металлу шва относительно его главных осей х - х и y - y;

    I  , I   - то же, по металлу границы сплавления.

     zx   zy

15.1.19 При расчете сварного соединения с угловыми швами на одновременное действие продольной N и поперечной V сил и момента М (рисунок 19) должны быть выполнены условия:

     тау /(R   гамма ) <= 1 и тау /(R   гамма ) <= 1,               (161)

        f   wf      с            z   wz      с

где тау  и тау  - напряжения в  точке   расчетного    сечения    сварного

       f      z   соединения    по  металлу  шва  и  по  металлу  границы

                  сплавления соответственно, определяемые по формуле

                                    2                 2

     тау = кв.корень ((тау  + тау  )  + (тау  + тау  ) ).           (162)

                          N      Mx         V      My

15.1.20 Нахлесточные соединения элементов толщиной до 4 мм допускается осуществлять точечным швом дуговой сваркой сквозным проплавлением; при этом несущую способность одной точки принимают равной меньшему из двух предельных значений:

при срезе

                2

     N  = 0,28 d  R   ;                                             (163)

      s            wun

при вырыве

     N  = бета d t R   ,                                            (164)

      t             un

где d - диаметр  точечного  шва  в  плоскости  соединяемых     элементов,

        принимаемый по ГОСТ 14776; при   применении  способа  сварки,  не

        предусмотренного ГОСТ 14776, значение d следует  согласовывать  и

        принимать в установленном порядке;

 бета = 1,1 при сварке элементов равной толщины;

 бета = 1,9 при сварке элементов с разными толщинами, отличающимися в два

            и более раза (при меньшем отличии  в толщинах  значение  бета

            принимают по интерполяции);

        t - меньшая из толщин свариваемых элементов.

15.2 Болтовые соединения

15.2.1 Для болтовых соединений элементов стальных конструкций применяют болты согласно приложению Г.

15.2.2 Болты размещают согласно требованиям таблицы 37, при этом в стыках и в узлах на минимальных расстояниях, а соединительные конструктивные болты, как правило, на максимальных расстояниях.

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

Допускается крепить элементы одним болтом.

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

Таблица 37

N п.п.	Характеристика расстояния и предела текучести соединяемых элементов	Расстояние при размещении болтов
1 2 3	Расстояние между центрами отверстий для болтов в любом направлении: минимальное: при R_yn <= 375 Н/мм2 при R_уn > 375 Н/мм2 максимальное в крайних рядах при отсутствии окаймляющих уголков при растяжении и сжатии максимальное в средних рядах, а также в крайних рядах при наличии окаймляющих уголков: при растяжении при сжатии Расстояние от центра отверстия для болта до края элемента минимальное вдоль усилия: при R_yn <= 375 Н/мм2 при R_yn > 375 Н/мм2 то же, поперек усилия: при обрезных кромках при прокатных кромках максимальное минимальное во фрикционном соединении при любой кромке и любом направлении усилия Расстояние, максимальное между центрами отверстий вдоль усилия для болтов, размещаемых в шахматном порядке	От 2d до 2,5d 3d 8d или 12t 16d или 24t 12d или 18t От 1,5d до 2d 2,5d 1,5d 1,2d 4d или 8t 1,3d u + 1,5d
Обозначения, принятые в таблице 37: d - диаметр отверстия для болта; t - толщина наиболее тонкого наружного элемента; u - расстояние поперек усилия между рядами отверстий. Примечания 1 Диаметр отверстий принимают: для болтов класса точности A d = d_b; для болтов классов точности В и С в конструкциях опор ВЛ, ОРУ и КС d = d_b + 1 мм, в остальных случаях - d = d_b + 3 мм. 2 В одноболтовых соединениях элементов решетки (раскосов и распорок), кроме постоянно работающих на растяжение, при толщине элемента до 6 мм из стали с пределом текучести до 375 Н/мм2 расстояние от края элемента до центра отверстия вдоль усилия допускается принимать 1,35d без допуска в сторону уменьшения при изготовлении элементов, 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_n определяют с учетом ослабления его отверстиями, расположенными в одном сечении поперек усилия (не по зигзагу).

Болты классов точности В и С в многоболтовых соединениях применяют для конструкций из стали с пределом текучести до 375 Н/мм2.

В соединениях, где болты работают преимущественно на растяжение, как правило, применяют болты классов точности В и С или высокопрочные.

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

15.2.5 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.

15.2.6 Установку шайб на болты выполняют согласно требованиям СНиП 3.03.01.

В расчетных соединениях с болтами классов точности А, В, С (за исключением крепления вспомогательных конструкций) предусматривают меры против самоотвинчивания гаек (постановка пружинных шайб, вторых гаек и др.).

15.2.7 На скошенных поверхностях соединяемых деталей и элементов (внутренние грани полок двутавров и швеллеров) под головки болтов и гайки дополнительно устанавливают косые шайбы.

15.2.8 Диаметр отверстия для болтов в элементах из проката должен соответствовать ГОСТ 24839.

15.2.9 Расчетное усилие, которое может быть воспринято одним болтом, в зависимости от вида напряженного состояния определяют по формулам:

при срезе

     N   = R   A  n  гамма  гамма  ;                                (165)

      bs    bs  b  s      b      с

при смятии

     N   = R   d  Сигма t гамма  гамма  ;                           (166)

      bc    bp  b              b      c

при растяжении

     N   = R   A   гамма ,                                          (167)

      bt    bt  bn      с

где R  , R  , R   - расчетные сопротивления одноболтовых соединений;

     bs   bp   bt

         А  и А   - площади сечения стержня болта и нетто болта по резьбе

          b    bn   соответственно,   принимаемые  согласно  таблице  Г.8

                    приложения Г;

               n  - число расчетных срезов одного болта;

                s

               d  - наружный диаметр стержня болта;

                b

           Сигмаt - наименьшая  суммарная  толщина соединяемых элементов,

                    сминаемых в одном направлении;

           гамма  - коэффициент условий работы, определяемый  по  таблице

                с   1;

           гамма  - коэффициент   условий  работы  болтового  соединения,

                b   определяемый по таблице 38.

Таблица 38

Характеристика		Предел текучести R_yn стали соединяемых элементов, Н/мм2	Значения a/d, s/d	Значение коэффициента гамма_b
болтового соединения	напряженного состояния
Одноболтовое, болт классов точности А, В, С или	Срез	-	-	1,0
	Смятие	До 285	1,5 <= a/d <= 2; 1,35 <= a/d < 1,5	0,4 a/d + 0,2; a/d - 0,7
		Св. 285 до 375	1,5 <= a/d <= 2; 1,35 <= a/d <= 5	0,5 a/d; 0,67 a/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; 2 <= s/d <= 2,5	0,4 a/d + 0,2; 0,4 s/d
		Св. 285 до 375	1,5 = a/d <= 2; 2 <= s/d <= 2,5	0,5 a/d; 0,5 s/d - 0,25
		Св. 375	a/d >= 2,5; s/d >= 3	1,0 1,0
Обозначения, принятые в таблице 38: а - 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 расчета многоболтового соединения на срез и смятие при болтах классов точности В, С, а также при высокопрочных болтах с нерегулируемым натяжением при всех значениях предела текучести R_yn стали соединяемых элементов значения коэффициента гамма_b умножают на 0,9. 2 Для расчета многоболтового соединения на смятие принимают значение гамма_b, меньшее из вычисленных при принятых значениях d, a, s.

15.2.10 При действии на болтовое соединение силы N, проходящей через центр тяжести соединения, принимают, что эта сила распределяется между болтами равномерно. В этом случае количество болтов в соединении определяют по формуле

     n >= N/N     ,                                                 (168)

             b,min

где N      - наименьшее   из   значений  N   или  N   либо значение  N  ,

     b,min                                bs       bp                 bt

             вычисленное согласно требованиям 15.2.9.

В случаях когда в стыке расстояние l между крайними болтами вдоль сдвигающего усилия превышает 16 d, значение n в формуле (168) увеличивают путем деления на коэффициент бета = 1 - 0,005 (l/d - 16), принимаемый равным не менее 0,75. Это требование не распространяется при действии усилия по всей длине соединения (например, в поясном соединении балки).

15.2.11 При действии на болтовое соединение момента, вызывающего сдвиг соединяемых элементов, принимают, что усилия распределяются между болтами пропорционально расстояниям от центра тяжести соединения до рассматриваемого болта.

Усилие в наиболее нагруженном болте N_b,max не должно превышать меньшего из значений N_bs или N_bp, вычисленных согласно требованиям 15.2.9.

15.2.12 При одновременном действии на болтовое соединение силы и момента, действующих в одной плоскости и вызывающих сдвиг соединяемых элементов, определяют равнодействующее усилие в наиболее нагруженном болте, которое не должно превышать меньшего из значений N_bs или N_bp, вычисленных согласно требованиям 15.2.9.

15.2.13 При одновременном действии на болтовое соединение усилий, вызывающих срез и растяжение болтов, наиболее напряженный болт наряду с проверкой по формуле (167) проверяют по формуле

                        2           2

     кв.корень ((N /N  )  + (N /N  ) ) <= 1,                        (169)

                  s  bs       t  bt

где  N  и N  - усилия, действующие на болт,  срезывающее  и растягивающее

      s    t   соответственно;

    N  , N   - расчетные     усилия,  определяемые  согласно  требованиям

     bs   bt   15.2.9, с заменой значения А   на А .

                                           bn     b

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

При креплениях выступающих полок уголков или швеллеров с помощью коротышей количество болтов, прикрепляющих коротыш к этой полке, по сравнению с расчетом увеличивают на 50%.

15.2.15. Фундаментные (анкерные) болты проверяют согласно требованиям СНиП 2.09.03.

15.3 Фрикционные соединения (на болтах с контролируемым натяжением)

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

в конструкциях, непосредственно воспринимающих подвижные, вибрационные и другие динамические нагрузки;

в многоболтовых соединениях, к которым предъявляются повышенные требования в отношении ограничения деформативности.

15.3.2 Во фрикционных соединениях применяют болты, гайки и шайбы согласно требованиям 6.8.

Болты размещают согласно требованиям таблицы 37.

15.3.3 Расчетное усилие, которое может быть воспринято каждой плоскостью трения элементов, стянутых одним высокопрочным болтом, определяют по формуле

     Q   = R   A   мю/гамма ,                                       (170)

      bh    bh  bn         h

где R   - расчетное  сопротивление  растяжению   высокопрочного    болта,

     bh   определяемое согласно требованиям 7.7;

    А   - площадь сечения болта по резьбе, принимаемая  согласно  таблице

     bn   Г.9 приложения Г;

     мю - коэффициент трения, принимаемый по таблице 39;

 гамма  - коэффициент надежности, принимаемый по таблице 39.

      h

15.3.4 При действии на фрикционное соединение силы N, вызывающей сдвиг соединяемых элементов и проходящей через центр тяжести соединения, принимают, что эта сила распределяется между болтами равномерно. В этом случае количество болтов в соединении определяют по формуле

     n >= N/(Q   к гамма  гамма ),                                  (171)

              bh        b      с

где Q      - расчетное усилие, определяемое по формуле (170);

     bh

        к  - количество плоскостей трения соединяемых элементов;

    гамма  - коэффициент условий работы, принимаемый по таблице 1;

         с

    гамма  - коэффициент  условий   работы    фрикционного    соединения,

         b   зависящий от количества 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.

Таблица 39

N п.п .	Способ обработки (очистки) соединяемых поверхностей	Коэффи- циент трения мю	Коэффициент гамма_h при контроле натяжения болтов по моменту закручивания при нагрузке и при разности номинальных диаметров отверстий и болтов дельта, мм
			динамической дельта = 3-6; статической дельта = 5-6	динамической дельта = 1; статической дельта = 1 - 4
1 2 3 4	Дробеметный или дробеструйный двух поверхностей без консервации Газопламенный двух поверхностей без консервации Стальными щетками двух поверхностей без консервации Без обработки	0,58 0,42 0,35 0,25	1,35 1,35 1,35 1,70	1,12 1,12 1,17 1,30
Примечание - При контроле натяжения болтов по углу поворота гайки значения гамма_h умножают на 0,9.

15.3.5 При действии на фрикционное соединение момента или силы и момента, вызывающих сдвиг соединяемых элементов, распределение усилий между болтами принимают согласно указаниям 15.2.11 и 15.2.12.

15.3.6 При действии на фрикционное соединение помимо силы N, вызывающей сдвиг соединяемых элементов, силы F, вызывающей растяжение в болтах, значение коэффициента гамма_b, определяемое согласно требованиям 15.3.4, умножают на коэффициент (1 - N_t/P_b), где N_t - растягивающее усилие, приходящееся на один болт, Р_b - усилие натяжения болта, принимаемое равным P_b = R_bh A_bh.

15.3.7 Диаметр болта во фрикционном соединении принимают не менее толщины наиболее толстого из соединяемых элементов.

Во фрикционных соединениях с большим количеством болтов их диаметр назначают возможно большим.

15.3.8 В проекте должны быть указаны марки стали и механические свойства болтов, гаек и шайб и стандарты, по которым они должны поставляться, способ обработки соединяемых поверхностей, осевое усилие Р_b, принимаемое согласно 15.3.6.

15.3.9 При проектировании фрикционных соединений обеспечивают свободный доступ для установки болтов, плотного стягивания пакета болтами и закручивания гаек с применением динамометрических ключей, гайковертов и др.

15.3.10 Для высокопрочных болтов по ГОСТ 22353 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 допускается установка одной шайбы под гайку.

15.3.11 Расчет на прочность соединяемых элементов, ослабленных отверстиями во фрикционном соединении, выполняют с учетом того, что половина усилия, приходящегося на каждый болт, передана силами трения. При этом проверку ослабленных сечений выполняют: при подвижных, вибрационных и других динамических нагрузках по площади сечения нетто А_n; при статических нагрузках по площади сечения брутто А при А_n >= 0,85 A либо по условной площади A_ef = 1,18 А_n при А_n < 0,85 А.

15.4 Поясные соединения в составных балках

15.4.1 Сварные и фрикционные поясные соединения составной двутавровой балки рассчитывают по формулам таблицы 40.

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 рассчитывают как для подвижной нагрузки.

Таблица 40

Характер нагрузки	Поясные соединения	Формулы для расчета поясных соединений в составных балках
Неподвижная	Сварные	T/(n бета k R гамма ) <= 1; (172) f f wf с T/(n бета k R гамма ) <= 1 (173) z f wz с
	Фрикционные	Ts/(Q k гамма ) <= 1 (174) bh с
Подвижная	Сварные (двусторонние швы)	2 2 кв.корень (T + V ) ------------------- <= 1; (175) 2 бета k R гамма f f wf с 2 2 кв.корень (T + V ) -------------------- <= 1 (176) 2 бета k R гамма z f wz с
	Фрикционные	2 2 2 s кв.корень (T + альфа V ) ---------------------------- <= 1 (177) Q k гамма bh с
Обозначения, принятые в таблице 40: Т = QS/I - сдвигающее пояс усилие на единицу длины, вызываемое поперечной силой Q (здесь S - статический момент брутто пояса балки относительно центральной оси) ; n - количество угловых швов: при двусторонних швах n = 2, при односторонних n = 1; Q , k - величины, определяемые согласно 15.3.3, 15.3.4; bh V = гамма гамма F /l - давление от сосредоточенного груза F на единицу f f1 n ef n длины, определяемое с учетом требований 9.2.2 и 9.3.3 (для неподвижных грузов гамма = 1); f1 гамма и гамма - коэффициенты надежности по f f1 нагрузке, принимаемые по СНиП 2.01.07; s - шаг поясных болтов; альфа - коэффициент, принимаемый равным: альфа = 0,4 при нагрузке по верхнему поясу балки, к которому пристрогана стенка, и альфа = 1,0 при отсутствии пристрожки стенки или при нагрузке по нижнему поясу.

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

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

16 Дополнительные требования по проектированию некоторых видов зданий, сооружений и конструкций

16.1 Расстояния между температурными швами

16.1.1 Расстояния l между температурными швами стальных каркасов одноэтажных зданий и сооружений, как правило, не должны превышать наибольших значений l_u, принимаемых по таблице 41.

Таблица 41

Характеристика		Наибольшее расстояние l_u, м, между температурными швами для районов со средней месячной температурой воздуха,°С, в январе*
здания и сооружения	направления	От +5 до 0	От -5 до -10	От -15 до -30	От -35 до -50
Отапливаемое здание	Вдоль блока Поперек блока	350 230	280 180	230 150	160 110
Неотапливаемое здание	Вдоль блока Поперек блока	300 180	240 150	200 120	140 90
Горячий цех	Вдоль блока Поперек блока	230 140	180 120	150 100	110 75
Открытая эстакада	Вдоль блока	180	150	130	100
* Районирование принимают по карте 5 приложения 5 к СНиП 2.01.07.

16.1.2 Значения расстояний, указанные в таблице 41 для зданий с высотой колонн h_1 или h_2 свыше 12 м, допускается увеличивать, умножая на коэффициент, принимаемый равным:

вдоль блока k  = h /h  <= 1,5;

             1    1  n

поперек блока k  = h /h  <= 1,5,

               2    2  n

где h  - высота, м, колонн в плоскости продольных  конструкций    каркаса

     1   (вдоль блока), равная расстоянию от   верха  фундамента  до низа

         подкрановой балки (при двухъярусном  расположении  кранов  -  до

         низа подкрановой балки нижнего яруса)  или  до  уровня  опирания

         несущей конструкции покрытия (в зданиях без мостовых кранов);

    h  - 12 м;

     n

    h  - высота, м, крайней колонны  в  плоскости  поперечной конструкции

     2   каркаса (поперек блока), равная расстоянию от  верха  фундамента

         до уровня опирания несущей конструкции покрытия.

16.1.3 Вертикальные связи, установленные между колоннами в пределах высоты h_1 вдоль температурного блока, должны удовлетворять следующим требованиям:

расстояние от торца блока до оси ближайшей связи не должно превышать 0,5 I_u k_1;

расстояние между осями крайних связей при их установке в нескольких местах не должно превышать 0,3 l_u k_1 (здесь l_u k_1 - наибольшая длина блока согласно требованиям 16.1.1 и 16.1.2).

16.1.4 Наибольшие расстояния l_u, устанавливаемые согласно требованиям 16.1.1 и 16.1.2, допускается увеличивать на основе расчета с учетом влияния стен или других ограждающих конструкций, климатических температурных воздействий, неупругих деформаций конструкций и податливости узлов.

16.2 Фермы и структурные плиты покрытий

16.2.1 Оси стержней ферм и структур должны быть, как правило, центрированы во всех узлах. Центрирование стержней следует производить в сварных фермах по центрам тяжести сечений (с округлением до 5 мм), а в болтовых - по рискам уголков, ближайшим к обушку.

Смещение осей поясов ферм при изменении сечений допускается не учитывать, если оно не превышает 1,5% высоты пояса меньшего сечения.

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

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

16.2.2 При расчете плоских ферм соединения элементов в узлах ферм допускается принимать шарнирными:

при сечениях элементов из уголков или тавров;

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

При превышении указанных отношений h/l учитывают дополнительные изгибающие моменты в элементах от жесткости узлов; при этом допускается определять осевые усилия по шарнирной схеме.

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

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

Сварные швы, прикрепляющие элементы решетки ферм к фасонкам, выводят на торец элемента на длину 20 мм.

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

16.2.5 При расчете узлов ферм со стержнями трубчатого и двутаврового сечений и прикреплением элементов решетки непосредственно к поясу (без фасонок) проверяют 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 решетки к поясу.

Указанные проверки приведены в приложении С.

16.2.6 При пролетах ферм покрытий свыше 36 м предусматривают строительный подъем, равный прогибу от постоянной и длительной нагрузок. При плоских кровлях строительный подъем предусматривают независимо от величины пролета, принимая его равным прогибу от суммарной нормативной нагрузки плюс 1/200 пролета.

16.3 Колонны

16.3.1 Отправочные элементы сквозных колонн с решетками в двух плоскостях укрепляют диафрагмами, располагаемыми у концов отправочного элемента.

В сквозных колоннах с соединительной решеткой в одной плоскости диафрагмы располагают не реже, чем через 4 м.

16.3.2 В колоннах и стойках с односторонними поясными швами согласно 15.1.9 в узлах крепления связей, балок, распорок и других элементов в зоне передачи усилия применяют двусторонние поясные швы, выходящие за контуры прикрепляемого элемента (узла) на длину 30 k_f с каждой стороны.

16.3.3 Угловые швы, прикрепляющие фасонки соединительной решетки к колоннам внахлестку, назначают по расчету и располагают с двух сторон фасонки вдоль колонн 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 расчетными температурами ниже минус 45°С, а также при применении ручной дуговой сварки швы должны быть непрерывными по всей длине фасонки.

16.3.4 Монтажные стыки колонн выполняют с фрезерованными торцами, сваренными встык, на накладках со сварными швами или болтовыми соединениями, в том числе фрикционными. При приварке накладок швы не доводят до стыка на 25 мм с каждой стороны. Допускается применение фланцевых соединений с передачей сжимающих усилий через плотное касание, а растягивающих - болтами.

16.3.5 В сквозных колоннах, ветви которых соединены планками, принимают:

ширину b_s промежуточных планок - равной от 0,5b до 0,75b (здесь b - габаритная ширина колонны в плоскости планок);

ширину концевых планок - равной от 1,3 b_s до 1,7 b_s.

16.4 Связи

16.4.1 В каждом температурном блоке здания предусматривают самостоятельную систему связей.

16.4.2 Нижние пояса балок и ферм крановых путей пролетом свыше 12 м укрепляют горизонтальными связями.

16.4.3 Вертикальные связи между основными колоннами ниже уровня балок крановых путей при двухветвевых колоннах располагают в плоскости каждой из ветвей колонны.

Ветви двухветвевых связей, как правило, соединяют между собой соединительными решетками.

16.4.4 Поперечные горизонтальные связи предусматривают в уровне верхнего или нижнего пояса стропильных ферм в каждом пролете здания по торцам температурных блоков. При длине температурного блока более 144 м предусматривают промежуточные поперечные горизонтальные связи.

Стропильные фермы, не примыкающие непосредственно к поперечным связям, раскрепляют в плоскости расположения этих связей распорками и растяжками.

В местах расположения поперечных связей предусматривают вертикальные связи между фермами.

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

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

16.4.5 Продольные горизонтальные связи в плоскости нижних поясов стропильных ферм предусматривают: вдоль крайних рядов колонн в зданиях с кранами групп режимов работы 6К - 8К по ГОСТ 25546; в покрытиях с подстропильными фермами; в одно- и двухпролетных зданиях с мостовыми кранами грузоподъемностью 10 т и более, а при отметке низа стропильных конструкций свыше 18 м - независимо от грузоподъемности кранов.

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

16.4.6 Горизонтальные связи по верхним и нижним поясам разрезных ферм пролетных строений транспортерных галерей конструируют раздельно для каждого пролета.

16.4.7 При применении крестовой решетки связей покрытий, за исключением зданий и сооружений I уровня ответственности, допускается расчет по условной схеме в предположении, что раскосы воспринимают только растягивающие усилия.

При определении усилий в элементах связей обжатие поясов ферм, как правило, не учитывают.

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

16.5 Балки

16.5.1 Пакеты листов для поясов сварных двутавровых балок, как правило, не применяют.

Для поясов балок с фрикционными соединениями допускается применять пакеты, состоящие не более чем из трех листов; при этом площадь сечения поясных уголков принимают равной не менее 30% всей площади сечения пояса.

16.5.2 Поясные швы сварных балок, а также швы, присоединяющие к основному сечению балки вспомогательные элементы (например, ребра жесткости), как правило, выполняют непрерывными. Поперечные ребра жесткости должны иметь вырезы для пропуска поясных швов.

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

расчетная нагрузка должна быть приложена симметрично относительно поперечного сечения балки;

должна быть обеспечена устойчивость сжатого пояса балки в соответствии с 9.4.4,а;

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

В ригелях рамных конструкций у опорных узлов, а также в местах, где нагрузка вызывает изгиб в плоскости, перпендикулярной продольной оси сварного шва, применяют двусторонние поясные швы.

     В  балках  с  сечениями  2-го  и  3-го классов, а также  с  условной

                         _

гибкостью   стенки    ламбда   >  6   кв. корень (R  сигма )   применение

                            w                      y      f

односторонних поясных швов не допускается.

16.5.4 Ребра жесткости сварных балок должны быть удалены от стыков стенки на расстояние не менее 10 толщин стенки. В местах пересечения стыковых швов стенки балки с продольным ребром жесткости швы, прикрепляющие продольное ребро жесткости к стенке, не доводят до стыкового шва стенки в местах их пересечения на (6t - 20) мм.

16.5.5 В сварных двутавровых балках конструкций групп 2 - 4 следует, как правило, применять односторонние ребра жесткости с расположением их с одной стороны балки и приваркой их к поясам балки.

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

16.6 Балки крановых путей

16.6.1 Верхние поясные швы в балках крановых путей для кранов групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546 выполняют с проваром на всю толщину стенки.

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

16.6.3 Размеры ребер жесткости балок крановых путей должны удовлетворять требованиям 9.5.9, 9.5.10 и 9.5.13, при этом ширина выступающей части двустороннего промежуточного ребра должна быть не менее 90 мм. Двусторонние поперечные ребра жесткости, как правило, не приваривают к поясам балки; при этом торцы ребер жесткости должны быть плотно пригнаны к верхнему поясу балки. В балках под краны групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546 необходимо строгать торцы, примыкающие к верхнему поясу.

В балках под краны групп режимов работы 1К - 5К по ГОСТ 25546 допускается применять односторонние поперечные ребра жесткости из полосовой стали или одиночных уголков с приваркой их к стенке и к верхнему поясу и расположением согласно 16.5.5.

16.7 Листовые конструкции

16.7.1 Контур поперечных элементов жесткости оболочек проектируют замкнутым.

16.7.2 Передачу сосредоточенных нагрузок на листовые конструкции, как правило, предусматривают через элементы жесткости.

16.7.3 В местах сопряжений оболочек различной формы применяют, как правило, плавные переходы в целях уменьшения местных напряжений.

16.7.4 Выполнение всех стыковых швов предусматривают двусторонней сваркой либо односторонней сваркой с подваркой корня или на подкладках.

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

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

16.8 Висячие покрытия

16.8.1 Для конструкций из нитей, как правило, применяют канаты, пряди и высокопрочную проволоку. Допускается применение проката.

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

16.8.3 Очертания опорных контуров назначают с учетом кривых давления от усилий в прикрепленных к ним нитях при расчетных нагрузках.

16.8.4 Для сохранения стабильности формы, которая должна обеспечивать герметичность принятой конструкции кровли, висячие покрытия рассчитывают на действие временных нагрузок, в том числе ветрового отсоса. При этом проверяют 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-жестких нитей; превращением системы нитей и кровельных плит в единую конструкцию.

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

16.8.6 Вертикальные и горизонтальные перемещения нитей и усилия в них определяют с учетом нелинейности работы конструкций покрытия.

16.8.7 При расчете нитей из канатов и их закреплений значения коэффициента условий работы принимают в соответствии с таблицей 44 (раздел 18); для стабилизирующих канатов, не являющихся затяжками для опорного контура, коэффициент условий работы гамма_с = 1.

16.8.8 Опорные узлы нитей из прокатных профилей выполняют, как правило, шарнирными.

16.9 Фланцевые соединения

16.9.1 При проектировании фланцевых соединений:

выбирают сталь для фланцев с учетом требований приложения В;

используют высокопрочные болты, обеспечивающие возможность воспринимать поперечные усилия за счет сил трения между фланцами.

Требования по натяжению болтов, его контролю и плотности контакта между фланцами даны в СНиП 3.03.01.

16.9.2 При расчете фланцевых соединений в зависимости от конструктивного решения, характера передаваемых усилий и требований эксплуатации проверяют:

несущую способность болтового соединения;

несущую способность фрикционного соединения;

прочность фланцевых листов при изгибе;

прочность сварных швов, соединяющих фланец с основным элементом.

16.10 Соединения с фрезерованными торцами

В соединениях элементов с фрезерованными торцами (в стыках и базах колонн и т.п.) сжимающую силу считают полностью передающейся через торцы.

Во внецентренно сжатых элементах сварные швы и болты, включая высокопрочные, рассчитывают на максимальное растягивающее усилие от действия момента и продольной силы при наиболее неблагоприятном их сочетании, а также на сдвигающее усилие от действия поперечной силы.

16.11 Монтажные крепления

16.11.1 Монтажные крепления конструкций зданий и сооружений с балками крановых путей, рассчитываемыми на усталость, а также конструкций под железнодорожные составы осуществляют сварными или фрикционными.

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

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 жесткой кровли (железобетонных или армированных плит из ячеистых бетонов, стального профилированного настила и т.п.);

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

для крепления разрезных 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.

16.11.2 Для перераспределения изгибающих моментов в элементах рамных систем каркасных зданий допускается применение в узлах соединения ригелей с колоннами стальных накладок, работающих в пластической стадии.

Накладки выполняют из сталей с пределом текучести до 345 Н/мм2.

Усилия в накладках определяют при минимальном пределе текучести сигма_y,min = R_yn и максимальном пределе текучести сигма_y,max = R_yn + 100 Н/мм2.

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

16.12 Опорные части

16.12.1 Неподвижные шарнирные опоры с центрирующими прокладками, тангенциальные, а при весьма больших реакциях - балансирные опоры применяют при необходимости строго равномерного распределения давления под опорой.

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

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

16.12.2 Расчет на смятие в цилиндрических шарнирах (цапфах) балансирных опор выполняют (при центральном угле касания поверхностей, равном или большем 90°) по формуле

     F/(1,25 rl R   гамма ) <= 1,                                   (178)

                 lp      с

где   F - давление (сила) на опору;

   r, l - соответственно радиус и длина шарнира;

    R   - расчетное сопротивление местному  смятию  при  плотном касании,

     lp   принимаемое согласно требованиям 7.1.

16.12.3 Расчет на диаметральное сжатие катков производят по формуле

     F/(n d l R   гамма ) <= 1,                                     (179)

               cd      c

где   n - число катков;

   d, l - диаметр и длина катка соответственно;

    R   - расчетное сопротивление    диаметральному  сжатию  катков   при

     cd   свободном касании, принимаемое согласно требованиям 7.1.

17 Дополнительные требования по проектированию конструкций опор воздушных линий электропередачи, открытых распределительных устройств и контактных сетей транспорта

17.1 Для конструкций опор воздушных линий электропередачи (ВЛ), открытых распределительных устройств (ОРУ) и контактных сетей транспорта (КС), как правило, применяют стали С235, С245, С255, С285, С345, С345К, С375 по ГОСТ 27772, сталь марки 20 и 09Г2С по ГОСТ 8731 согласно приложению В.

В зависимости от назначения конструкций и типа их соединений различают 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 (тяги, штанги, хомуты), а также опоры, указанные в группе 1, при отсутствии сварных соединений;

группа 3 - сварные и болтовые опоры под оборудование ОРУ напряжением до 330 кВ, кроме опор под выключатели; конструкции и элементы несущих, поддерживающих 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.

17.2 Болты классов точности А, В и С для опор ВЛ высотой до 60 м и конструкций ОРУ и КС принимают 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 приложения Г.

17.3 Литые детали проектируют из углеродистой стали марок 35Л и 45Л групп отливок II и III по ГОСТ 977.

17.4 При расчетах опор ВЛ, конструкций ОРУ и КС принимают дополнительные коэффициенты условий работы по таблице 42, 17.17 и приложению Е.

Таблица 42

N п.п.	Элемент конструкций	Коэффициент условий работы
1 2 3	Сжатый пояс из одиночного уголка стойки свободно стоящей опоры в первых двух панелях от башмака при узловых соединениях: на сварке на болтах Сжатый элемент плоской решетчатой траверсы из одиночного равнополочного уголка, прикрепляемого одной полкой (рисунок 20): пояс, прикрепляемый к стойке опоры непосредственно двумя болтами и более, поставленными вдоль пояса траверсы пояс, прикрепляемый к стойке опоры одним болтом или через фасонку раскос и распорка Оттяжка из стального каната или пучка высокопрочной проволоки: для промежуточной опоры в нормальном режиме работы для анкерной, анкерно-угловой и угловой опор: в нормальном режиме работы в аварийном режиме работы	0,95 0,90 0,90 0,75 0,75 0,90 0,80 0,90
Примечание - Указанные в таблице значения коэффициента условий работы не распространяются на соединения элементов в узлах.

Для опор ВЛ, ОРУ и КС значение коэффициента надежности по ответственности гамма_n принимают равным 1,0.

Расчет на прочность растянутых элементов опор по формуле (5) с заменой в ней значения R_y на R_u/гамма_u не допускается.

17.5 При определении приведенной гибкости по таблице 7 наибольшую гибкость всего стержня ламбда_mах вычисляют по формулам:

для четырехгранного стержня с параллельными поясами, шарнирно опертого по концам,

     ламбда    = 2 l/b;                                             (180)

           max

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

     ламбда    = 2,5 l/b;                                           (181)

           max

для свободно стоящей стойки пирамидальной формы (рисунок 13)

     ламбда    = 2 мю  h/b .                                        (182)

           max            i

Обозначения, принятые в формулах (180) - (182):

    l - геометрическая длина сквозного стержня;

    b - расстояние между осями поясов наиболее  узкой  грани   стержня  с

        параллельными поясами;

    h - высота свободно стоящей стойки;

                 2

мю = 1,25 (b /b )  - 2,75 (b /b ) + 3,5 - коэффициент   для   определения

            s  i            s  i          расчетной длины,

где b  и b  - расстояния между осями поясов пирамидальной опоры в верхнем

     s    i   и нижнем основаниях наиболее узкой грани соответственно.

17.6 Расчет на устойчивость при сжатии с изгибом сквозного стержня с решетками постоянного по длине сечения выполняют согласно требованиям раздела 10.

Для равностороннего трехгранного сквозного стержня с решетками постоянного по длине сечения относительный эксцентриситет вычисляют по формулам:

при изгибе в плоскости, перпендикулярной одной из граней,

     m = 3,46 бета M/(N b);                                         (183)

при изгибе в плоскости, параллельной одной из граней,

     m = 3 бета М/(N b),                                            (184)

где b    - расстояние между осями поясов в плоскости грани;

    бета - коэффициент, равный 1,2 при  болтовых  соединениях и 1,0 - при

           сварных соединениях.

17.7 При расчете на устойчивость при сжатии с изгибом сквозного стержня с решетками согласно требованиям 10.3.1 и 10.3.2 значение эксцентриситета е при болтовых соединениях элементов умножают на коэффициент 1,2.

17.8 При проверке устойчивости отдельных поясов стержня сквозного сечения при сжатии с изгибом продольную силу в каждом поясе определяют с учетом дополнительного усилия N_ad от изгибающего момента М, вычисляемого по деформированной схеме.

Для шарнирно опертой по концам решетчатой стойки постоянного по длине прямоугольного сечения (тип 2, таблица 7) опоры с оттяжками значение момента М в середине длины стойки при изгибе ее в одной из плоскостей х - х или у - у определяют по формуле

     M = M  + (бета N/дельта) (f  + f ),                            (185)

          q                     q    n

где М  - изгибающий момент  в  середине  длины  стойки   от    поперечной

     q   нагрузки, определяемый как в балках;

  бета - коэффициент, принимаемый согласно 17,6;

     N - продольная сила в стойке;

    f  - прогиб стойки  в  середине  длины    от    поперечной  нагрузки,

     q   определяемый как в обычных балках с использованием  приведенного

         момента инерции сечения I  ;

                                  ef

    f  - 0,0013 l - начальный прогиб стойки в плоскости изгиба;

     n

                      2

  дельта = 1 - 0,1 N l /(E I  ).

                            ef

Здесь: l - длина стойки;

              2       2

     I   = A l /ламбда  ,

      ef              ef

где А        - площадь сечения стойки;

    ламбда   - приведенная гибкость стойки, определяемая по таблице 7 для

          ef   сечения типа 2 с заменой в формуле (16)   ламбда        на

                                                               max

               ламбда  или ламбда  соответственно плоскости изгиба.

                     x           y

При изгибе стойки в двух плоскостях усилие N_ad определяют по формуле (109); при этом начальный прогиб f_n учитывают только в той плоскости, в которой составляющая усилия N_ad от момента М_х или М_y имеет наибольшее значение.

17.9 Поперечную силу Q в шарнирно опертой по концам стойке с решетками постоянного по длине прямоугольного сечения (тип 2, таблица 7) опоры с оттяжками при сжатии с изгибом в одной из плоскостей х - х или у - у принимают постоянной по длине стойки и определяют по формуле

                 3,14 бета N

     Q = Q    + ------------- (f  + f  ),                           (186)

          max     дельта l      q    n

где Q    - максимальная   поперечная   сила   от  поперечной  нагрузки  в

     max   плоскости изгиба, определяемая как в балках.

Остальные обозначения в формуле (186) принимают такими же, как в формуле (185).

17.10 Для шарнирно опертой по концам решетчатой стойки постоянного по длине треугольного сквозного сечения (тип 3, таблица 7) опоры с оттяжками при сжатии с изгибом в одной из плоскостей х - х или у - у значение момента М в середине ее длины определяют по формуле (185), в которой приведенная гибкость должна определяться по таблице 7 для сечения типа 3.

При изгибе стойки в двух плоскостях значение усилия N_ad принимают большим из двух значений, определяемых по формулам:

     N   = 1,16 M /b или N   = 0,58 M /b + M /b.                    (187)

      ad         x        ad         x      y

При учете обоих моментов М_х и М_y во второй формуле (187) начальный прогиб стойки в каждой из двух плоскостей принимают равным f_n = 0,001 l.

17.11 Поперечную силу Q в плоскости грани в шарнирно опертой по концам решетчатой стойке треугольного сквозного сечения опоры с оттяжками при сжатии с изгибом определяют по формуле (186) с учетом приведенной гибкости ламбда_ef, определяемой по таблице 7 для сечения типа 3.

17.12 Расчет на устойчивость сжатых элементов конструкций из одиночных уголков (поясов, решетки) выполняют, как правило, с учетом эксцентричного приложения продольной силы.

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

В пространственных болтовых конструкциях по рисунку 13 (кроме рисунка 13, 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 альфа_m и альфа_d определяются:

                         _                  _                      _

     для  поясов  при ламбда <= 3,5 (при ламбда > 3,5  принимают ламбда =

3,5) по формулам:

при 0,55 <= с/b <= 0,66 и N_md/N_m <= 0,7

                             _                  _

альфа  = 1 + [c/b - 0,55 + ламбда (0,2 - 0,55 ламбда)] N  /N ;      (188)

     m                                                  md  m

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

                                                     _

     альфа  = 0,95 + 0,1 c/b + [0,34 - 0,62 c/b + ламбда (0,2 -

          m

               _

     - 0,05 ламбда)] N  /N ;                                        (189)

                      md  m

для раскосов, примыкающих к рассчитываемой панели пояса, по формулам:

при 0,55 <= с/b <= 0,66 и N_md/N_m < 0,7

     альфа  = 1,18 - 0,36 c/b + (1,8 c/b - 0,86) N  /N ;            (190)

          d                                       md  m

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

     альфа  = 1 - 0,04 c/b + (0,36 - 0,41 c/b) N  /N .              (191)

          d                                     md  m

Для пространственных болтовых конструкций по рисунку 13, г,д в формулах (189) и (191) принимают 0,45 <= с/b < 0,55.

В формулах (190) и (191) 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 альфа_d, вычисленный по формулам (190) и (191), должен быть увеличен на 5%.

В пространственных сварных конструкциях из одиночных равнополочных уголков по рисунку 13, б, г (кроме концевых опор) с прикреплением раскосов в узле только с внутренней стороны полки пояса при N_md/N_m <= 0,7 значения коэффициентов альфа_m и aльфа_d принимают:

при центрировании в узлах элементов по центрам тяжести сечений альфа_m = aльфа_d = 1,0;

при центрировании в узлах осей раскосов на обушок пояса альфа_m = aльфа_d = 1,0 + 0,12 N_md/N_m.

При расчете конструкций на совместное действие вертикальных и поперечных нагрузок и крутящего момента, вызванного обрывом проводов или тросов, допускается принимать альфа_m = альфа_d = 1,0

Обозначения, принятые в формулах (188) - (191):

      с - расстояние по полке уголка пояса от обушка до риски, на которой

          расположен центр узла;

      b - ширина полки уголка пояса;

     N  - продольная сила в панели пояса;

      m

    N   - сумма проекций на ось пояса усилий в раскосах,   примыкающих  к

     md   одной полке пояса, передаваемая на него в узле  и  определяемая

          при том же сочетании нагрузок, как для N ;  при  расчете  пояса

                                                  m

          принимается большее из значений N  ,  полученных  для  узлов по

                                           md

          концам панели, а при расчете раскосов - для узла,   к  которому

          примыкает раскос.

17.13 Расчетные длины l_ef и радиусы инерции сечений i при определении гибкости элементов плоских траверс с поясами и решеткой из одиночных уголков (рисунок 20) принимают равными:

для пояса l   = l , i = i   , l   = l  , i = i ;

           ef    m       min   ef    m1       x

для раскоса l   = l , i = i   ;

             ef    d       min

для распорки l   = l , i = i   ,

              ef    c       min

где i  - радиус инерции сечения относительно оси, параллельной  плоскости

     x   решетки траверсы.

17.14 Гибкость первого снизу раскоса из одиночного уголка решетчатой свободно стоящей опоры ВЛ не должна превышать 160.

17.15 Отклонения верха опор и прогибы траверс не должны превышать значений, приведенных в таблице 43.

Таблица 43

N п.п.	Конструкция и направление отклонения	Относитель- ное 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 2 3 4 5 6 7 8	Концевая и угловая опора ВЛ анкерного типа высотой до 60 м вдоль проводов Опора ВЛ анкерного типа высотой до 60 м вдоль проводов Промежуточная опора ВЛ (кроме переходной) вдоль проводов Переходные опоры ВЛ всех типов высотой свыше 60 м вдоль проводов Опора ОРУ вдоль проводов То же, поперек проводов Стойка опоры под оборудование Балка под оборудование	1 ---- 120 1 ---- 100 Не ограничивае- тся 1 ---- 140 1 ---- 100 1 70 1 ---- 100 -	1 ---- 200 1 ---- 200 1 ---- 150 1 ---- 200 1 ---- 200 Не ограничивае- тся - 1 ---- 300	1 ---- 70 1 ---- 70 1 ---- 50 1 ---- 70 1 ---- 70 Не ограничива- ется - 1 ---- 250	Не ограничивается То же " " | 1 | 1 ---- | ---- 200 | 70 | Не ограничивается | - | - | | | | | |
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.

17.16 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.

17.17 При расчете на смятие соединяемых элементов решетки в одноболтовых соединениях с расстоянием от края элемента до центра отверстия вдоль усилия менее 1,5d учитывают примечание 2 таблицы 37.

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 принимают не менее 2d.

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

17.19 В болтовых стыках поясных равнополочных уголков число болтов в стыке назначают четным и распределяют болты поровну между полками уголка.

Количество болтов при однорядном и шахматном их расположении, а также количество поперечных рядов болтов при двухрядном их расположении назначают, как правило, не более пяти на одной полке уголка с каждой стороны от стыка.

Указанное количество болтов и поперечных рядов допускается увеличить до семи при условии уменьшения значения коэффициента гамма_b, определяемого по таблице 38, умножением на 0,85.

17.20 Расчет на устойчивость стенок опор из многогранных труб при числе граней от 8 до 12 выполняют по формуле

     сигма /(сигма   гамма ) <= 1,                                  (192)

          1       cr      с

где  сигма  - наибольшее сжимающее  напряжение  в  сечении  опоры  при ее

          1   расчете по деформированной схеме;

    сигма   - критическое напряжение, вычисляемое по формуле

         cr

                                 2          _  2

сигма   = (бета - кв.корень (бета  - 3,8/ламбда )) пси R  <= R .    (193)

     cr                                        w        y     y

В формуле (193) обозначено:

                          _  2

     бета = 0,58 + 1,81/ламба ;

                             w

        _

     ламбда  = (b/t) кв.корень (R /E) - условная  гибкость  стенки  грани

           w                     y      шириной b и толщиной t;

                        _

     пси = 1 + 0,033 ламбда  (1 - сигма /cигма ),

                           w           2      1

       _

где ламбда  принимают не более 2,4;

          w

    сигма  - наименьшее напряжение в сечении, принимаемое при  растяжении

         2   со знаком "минус".

Многогранные трубы должны отвечать требованиям 12.2.1 и 12.2.2 для круглых труб с радиусом описанной окружности.

18 Дополнительные требования по проектированию конструкций антенных сооружений связи высотой до 500 м

18.1 Для стальных конструкций антенных сооружений (АС), как правило, применяют стали по ГОСТ 27772 (кроме сталей С390К, С590, С590К), сталь марок 20 и 09Г2С по ГОСТ 8731 согласно приложению В. При этом принимают распределение конструкций по группам:

группа 1 - элементы (механические детали) оттяжек мачт и антенных полотен, детали крепления оттяжек к фундаментам и к стволам стальных опор;

группа 2 - элементы комбинированных опор;

группа 3 - стволы мачт и башен, решетка, элементы опирания на фундаменты;

группа 4 - диафрагмы башенных опор, лестницы, переходные площадки.

Материалы для соединений принимают согласно разделу 6, нормативные и расчетные сопротивления материалов и соединений - согласно разделу 7 и приложениям В и Г.

18.2 Для оттяжек и элементов антенных полотен применяют стальные канаты круглые оцинкованные по группе СС, грузовые нераскручивающиеся одинарной свивки (спиральные) или нераскручивающиеся двойной крестовой свивки с металлическим сердечником (кругло-прядные), при этом спиральные канаты применяют при расчетных усилиях до 325 кН. В канатах применяют стальную круглую канатную проволоку наибольших диаметров марки 1. Для средне- и сильноагрессивных сред допускаются канаты, оцинкованные по группе ЖС, с требованиями для канатов группы СС. Допускается применение раскручивающихся канатов при условии, что обвязки из мягкой оцинкованной проволоки, расположенные по концам канатов, будут увеличены по длине на 25%.

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

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

18.3 Концы стальных канатов в стаканах или муфтах закрепляют заливкой цинковым сплавом ЦАМ9-1,5Л по ГОСТ 21437.

18.4 Для элементов антенных полотен применяют провода согласно таблице Д.2 приложения Д. Применение медных проволок допускается только в случаях технологической необходимости.

18.5 Значение расчетного сопротивления (усилия) растяжению проводов и проволок принимают равным значению разрывного усилия, установленному государственными стандартами, деленному на коэффициент надежности по материалу гамма_m:

для алюминиевых и медных проводов гамма_m = 2,5;

для сталеалюминиевых проводов при номинальных сечениях, мм2:

16 и 25 - гамма_m = 2,8; 35 - 95 - гамма_m = 2,5; 120 и более - гамма_m = 2,2;

для биметаллических сталемедных проволок гамма_m = 2,0.

18.6 При расчетах конструкций АС принимают коэффициенты условий работы, установленные в разделах 5 и 15 и в таблице 44.

18.7 Относительные отклонения опор (по высоте) не должны превышать значений (кроме отклонений опор, для которых установлены иные значения техническим заданием на проектирование):

при ветровой или гололедной нагрузке.............................. 1/100;

при односторонней подвеске антенны к опоре при отсутствии ветра... 1/300.

18.8 Монтажные соединения элементов конструкций, передающие расчетные усилия, проектируют, как правило, на болтах класса точности В и высокопрочных болтах. При знакопеременных усилиях, как правило, принимают соединения на высокопрочных болтах или на монтажной сварке.

Применение монтажной сварки или болтов класса точности А должно быть согласовано с монтирующей организацией.

18.9 Раскосы с гибкостью более 250 при перекрестной решетке в местах пересечений должны быть скреплены между собой.

Таблица 44

Элементы конструкций

Коэффициент условий работы гамма_с

Предварительно напряженные элементы решетки Фланцы: кольцевого типа остальных типов Стальные канаты оттяжек мачт или элементы антенных полотен при их количестве: 3-5 оттяжек в ярусе или элементов антенных полотен 6-8 оттяжек в ярусе 9 оттяжек в ярусе и более Заделка концов на коуше зажимами или точечная опрессовка во втулке Оплетка каната на коуше или изоляторе Элементы крепления оттяжек, антенных полотен, проводов, подкосов к опорным конструкциям и анкерным фундаментам Анкерные тяжи без резьбовых соединений при работе их на растяжение с изгибом Проушины при работе на растяжение Детали креплений и соединений стальных канатов: механические, кроме осей шарниров оси шарниров при смятии

0,90 1,10 0,90 0,80 0,90 0,95 0,75 0,55 0,90 0,65 0,65 0,80 0,90

Прогибы распорок диафрагм и элементов технологических площадок в вертикальной и горизонтальной плоскостях не должны превышать 1/250 пролета.

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

18.11 Болты фланцевых соединений труб размещают на одной окружности минимально возможного диаметра, как правило, на равных расстояниях между болтами.

18.12 Элементы решетки ферм, сходящиеся в одном узле, центрируют на ось пояса в точке пересечения их осей. В местах примыкания раскосов к фланцам допускается их расцентровка, но не более чем на треть размера поперечного сечения пояса.

В прорезных фасонках для крепления раскосов из круглой стали конец прорези рассверливают отверстием диаметром в 1,2 раза больше диаметра раскоса.

18.13 Оттяжки в мачтах с решетчатым стволом центрируют в точку пересечения осей поясов и распорок. За условную ось оттяжек принимают хорду.

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

Конструкции узлов крепления оттяжек, которые не вписываются в транспортные габариты секций ствола мачт, проектируют на отдельных вставках в стволе в виде жестких габаритных диафрагм.

18.14 Натяжные устройства (муфты), служащие для регулировки 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.

18.15 Для элементов АС применяют типовые механические детали, прошедшие испытания на прочность и усталость.

Резьбу на растянутых элементах принимают согласно ГОСТ 8724, ГОСТ 9150, ГОСТ 24705 (исполнение впадины резьбы с закруглением).

18.16 В оттяжках мачт, на проводах и канатах горизонтальных антенных полотен для гашения вибрации предусматривают последовательную установку парных низкочастотных (1 - 2,5 Гц) и высокочастотных (4 - 40 Гц) виброгасителей рессорного типа. Низкочастотные гасители выбирают в зависимости от частоты основного тона оттяжки, провода или каната. Расстояние s от концевой заделки каната до места подвески гасителей определяют по формуле

                   -3

     s >= 0,41 х 10  d кв.корень (P/m),                             (194)

где d - диаметр каната, провода, мм;

    m - масса 1 м каната, провода, кг;

    Р - предварительное натяжение в канате, проводе, Н.

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

Для гашения колебаний типа "галопирование" изменяют свободную длину каната (провода) поводками.

18.17 Антенные сооружения радиосвязи необходимо окрашивать согласно требованиям по маркировке и светоограждению высотных препятствий в соответствии с наставлением по аэродинамической службе в гражданской авиации.

19 Дополнительные требования по проектированию конструкций зданий и сооружений при реконструкции

19.1 Общие положения

19.1.1 Проектное решение принимают на основе специального обследования конструкций и вывода об их техническом состоянии, которое может быть определено как:

исправное - при выполнении всех требований действующих норм и государственных стандартов;

работоспособное - при частичном отступлении от требований норм без нарушения требований по предельным состояниям первой группы (ГОСТ 27751) и при таких нарушениях требований по предельным состояниям второй группы, которые в конкретных условиях не ограничивают нормальную эксплуатацию здания (сооружения);

ограниченно работоспособное - в случаях, когда для обеспечения эксплуатации здания (сооружения) необходим контроль за состоянием конструкций, за продолжительностью их эксплуатации или за параметрами технологических процессов (например, ограничение грузоподъемности мостовых кранов);

аварийное - при нарушении или невозможности предотвратить возможное нарушение требований по предельным состояниям первой группы.

19.1.2 При усилении или изменении условий работы сохраняемых конструкций обеспечивают как минимум их работоспособное состояние.

Конструкции, находящиеся в ограниченно работоспособном состоянии, при обеспечении необходимого контроля допускается не усиливать на период от проведения обследования до реконструкции.

19.1.3 Для конструкций, запроектированных по ранее действовавшим нормам и техническим условиям, допускается не проводить поверочный расчет 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.

19.1.4 При усилении конструкций предусматривают конструктивные решения и методы производства работ, обеспечивающие плавное включение элементов и конструкций усиления в совместную работу с сохраняемыми конструкциями. В необходимых случаях используют искусственное регулирование усилий и временную разгрузку конструкций.

19.2 Расчетные характеристики стали и соединений

19.2.1 Оценку качества материала конструкций производят по данным заводских сертификатов или по результатам испытаний образцов. Испытания выполняют при отсутствии исполнительной документации или сертификатов, недостаточности имеющихся в них сведений или обнаружении повреждений, которые могли быть вызваны низким качеством металла.

19.2.2 При исследовании и испытании металла определяют следующие показатели:

химический состав - массовую долю элементов, нормируемых государственными стандартами или техническими условиями на сталь;

предел текучести, временное сопротивление и относительное удлинение при испытаниях на растяжение по ГОСТ 1497 (рекомендуется проводить испытания с построением диаграммы работы стали);

ударную вязкость по ГОСТ 9454 для температур, соответствующих группе конструкций и расчетной температуре по таблице В.3 приложения В;

ударную вязкость после деформационного старения по ГОСТ 7268 для групп конструкций и расчетных температур по таблице В.3 приложения В;

в отдельных случаях макро- и микроструктуру стали.

Места отбора проб для определения перечисленных показателей, количество проб и необходимость усиления мест вырезки устанавливает организация, производящая обследование конструкций.

19.2.3 Исследования и испытания металла конструкций, изготовленных до 1932 г., проводят в специализированных научно-исследовательских институтах, где, кроме свойств металла, устанавливается способ производства стали: пудлинговая, конвертерная с продувкой воздухом (бессемеровская или томасовская), мартеновская или электросталь.

19.2.4 Расчетные сопротивления проката, гнутых профилей и труб сохраняемых конструкций назначают согласно требованиям 7.1, при этом значения R_yn, R_un и гамма_m принимают:

для металла конструкций, изготовленных до 1932 г., - по полученным при испытаниях минимальным значениям предела текучести и временного сопротивления; гамма_m = 1,2; R_y 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 1932 г.:

а) при наличии сертификата - по минимальным значениям предела текучести и временного сопротивления в государственных стандартах и технических условиях, по которым изготовлена данная металлопродукция; гамма_m = 1,025 для проката, изготовленного по ГОСТ 27772; гамма_m = 1,05 для проката, изготовленного после 1982 г. по ГОСТ 380 и ГОСТ 19281; гамма_m = 1,1 - для всего остального проката;

б) при отсутствии сертификата (по результатам исследований металла согласно 9.6, а также сведениям о виде проката и времени строительства определяются марка стали и нормативный документ, по которому изготовлена данная металлопродукция) - по минимальным значениям предела текучести и временного сопротивления в нормативном документе для данной продукции; гамма_m = 1,1;

в) в случаях когда идентифицировать сталь не удалось, - по минимальному результату испытаний; гамма_m = 1,1; R_y не должно быть больше 210 Н/мм2.

Допускается не производить испытания металла конструкций, в элементах которых нормальные напряжения не выше 165 Н/мм2.

19.2.5 Расчетные сопротивления сварных соединений сохраняемых конструкций назначают с учетом марки стали, сварочных материалов, видов сварки, положения швов и способов их контроля, примененных в конструкциях.

При отсутствии установленных нормами необходимых данных допускается принимать:

для угловых швов - R_wf = R_wz = 0,44 R_un; бета_f = 0,7 и бета_z = 1,0, принимая при этом гамма_с = 0,8;

для растянутых стыковых швов - R_wy = 0,55 R_y в конструкциях, изготовленных до 1972 г., и R_wy = 0,85 R_y - после 1972 г. Допускается уточнять несущую способность сварных соединений по результатам испытаний образцов, взятых из конструкции.

19.2.6 Расчетные сопротивления срезу и растяжению болтов, а также смятию элементов, соединяемых болтами, определяют согласно указаниям 10.2.2. Если невозможно установить класс прочности болтов, то значения расчетных сопротивлений одноболтовых соединений принимают: R_bs = 150 Н/мм2 и R_bt = 160 Н/мм2.

19.2.7 Расчетные сопротивления заклепочных соединений принимают по таблице 45.

Таблица 45

Напряженное состояние	Условное обозначение	Группа соединения	Расчетное сопротивление заклепочного соединения, Н/мм2
			срезу и растяжению заклепок из стали марок		смятию соединяемых элементов
			Ст2, Ст3	09Г2
Срез	R_rs	В С	180 160	220 -	- -
Растяжение (отрыв головки)	R_rt	В, С	120	150	-
Смятие	R_rp	В С	- -	- -	R_rp = 2 R_y R_rp = 1,7 R_y
Примечания 1 К группе В относятся соединения, в которых заклепки поставлены в отверстия, сверленные в собранных элементах или в деталях по кондукторам. К группе С относятся соединения, в которых заклепки поставлены в отверстия, продавленные или сверленные без кондуктора в отдельных деталях. 2 При применении заклепок с потайными или полупотайными головками расчетные сопротивления заклепочных соединений срезу и смятию понижаются умножением на коэффициент 0,8. Работа указанных заклепок на растяжение не допускается.

Если в исполнительной документации отсутствуют указания о способе образования отверстий и материале заклепок и установить их по имеющимся данным не представляется возможным, расчетные сопротивления принимают по таблице 45 как для соединений на заклепках группы С из стали марки Ст2.

Расчет заклепочных соединений выполняют согласно формулам 15.2.9, принимая R_bs = R_rs; R_bp = R_rp; R_bt = R_rt; A_b = A_bn = A_r = 0,785 d(2)_r; гамма_b = 1; d_b = d_r.

19.3 Усиление конструкций

19.3.1 Конструкции, эксплуатируемые при положительной температуре и 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 этих конструкций, если эксплуатация их не будет соответствовать указанному условию, принимают на основании заключения специализированного научно-исследовательского института.

19.3.2 Расчетную схему конструкции принимают с учетом особенностей ее действительной работы, в том числе с учетом фактических отклонений геометрической формы, размеров сечений, условий закрепления и выполнения узлов сопряжения элементов.

Проверочные расчеты элементов конструкций и их соединений выполняют с учетом обнаруженных дефектов и повреждений, коррозионного износа, фактических условий сопряжения и опирания. Расчет элементов допускается выполнять по деформированной схеме, принимая при этом коэффициент условий работы гамма_c = 1,0 для позиций 4 и 5 по таблице 1.

19.3.3 Конструкции, не удовлетворяющие требованиям разделов 8 - 10, 12 - 15 и 16.7.1 - 16.7.5, 18.2, а также требованиям СНиП 2.01.07 по ограничению вертикальных прогибов, должны быть, как правило, усилены или заменены, за исключением случаев, указанных в данном разделе.

Отклонения от геометрической формы, размеров элементов и соединений от номинальных, превышающие допускаемые ГОСТ 23118 и СНиП 3.03.01, но не препятствующие нормальной эксплуатации, могут не устраняться при условии обеспечения несущей способности конструкций с учетом требований 19.3.1.

19.3.4 Допускается не усиливать элементы конструкций, если:

их горизонтальные и вертикальные прогибы и отклонения превышают предельные значения, установленные СНиП 2.01.07 (раздел 14), но не препятствуют нормальной эксплуатации исходя из технологических требований;

их гибкость превышает предельные значения, установленные 11.3.1, но искривления элементов не превышают значений, установленных СНиП 3.03.01, и усилия в элементах не будут возрастать в процессе дальнейшей эксплуатации, а также в тех случаях, когда возможность использования таких элементов проверена расчетом или испытаниями.

19.3.5 При усилении конструкций допускается учитывать возможность предварительного напряжения и активного регулирования усилий (в том числе за счет сварки, изменений конструктивной и расчетной схем), а также упруго-пластическую работу стали, закритическую работу тонкостенных элементов и обшивок конструкций в соответствии с действующими нормами.

19.3.6 Конструкции усиления и методы его выполнения должны предусматривать меры по снижению нежелательных дополнительных деформаций элементов в процессе усиления в соответствии с 5.3.4.

Несущую способность конструкций в процессе выполнения работ по усилению обеспечивают с учетом влияния ослаблений сечений дополнительными отверстиями под болты и влияния сварки.

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

19.3.7 В конструкциях 2-й, 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 допускается применять прерывистые фланговые швы.

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

19.3.8 При усилении элементов конструкций допускается применять комбинированные соединения: заклепочные с фрикционными; заклепки с болтами класса точности А.

19.3.9 В элементах групп конструкций 1, 2, 3 или 4 (согласно приложению В), подверженных при усилении нагреву вследствие сварки, расчетное напряжение сигма_d не должно превышать значений 0,2 R_y; 0,4 R_y; 0,6 R_y или 0,8 R_y соответственно.

Напряжение сигма_d определяют от нагрузок, действующих во время усиления, для неусиленного сечения с учетом фактического состояния конструкций (ослаблений сечения, искривлений элемента и др.).

При превышении указанных напряжений необходимы разгрузка конструкций или подведение временных опор.

19.3.10 При расчете элементов конструкций, усиленных путем увеличения сечения, как правило, учитывают разные расчетные сопротивления материалов конструкции и усиления. Допускается принимать одно расчетное сопротивление, равное меньшему из них, если они отличаются не более чем на 15%.

19.3.11 При расчете на устойчивость элементов при центральном сжатии и сжатии с изгибом допускается принимать для усиленного сечения в целом приведенное значение расчетного сопротивления, вычисляемое по формуле

     R     = R  кв.корень k,                                        (195)

      y,ef    y

где R - расчетное сопротивление основного металла, определяемое  согласно

     y  требованиям 19.2.4;

    k - коэффициент, вычисляемый по формуле

           R                        R

            ya        A       A      ya       I       I

     k = [----- ( 1- ----) + ----] [---- (1 - ---) + ----].         (196)

            R         A       A      R        I       I

             y         a       a      y        a       a

Здесь  R   - расчетное сопротивление металла усиления;

        ya

      А, I - площадь  и  момент  инерции  неусиленного  сечения  элемента

             соответственно относительно оси, перпендикулярной  плоскости

             проверки устойчивости;

    А , I  - то же, усиленного сечения элемента в целом.

     a   a

19.3.12 Расчет на прочность и устойчивость элементов, усиленных способом увеличения сечений, как правило, выполняют с учетом напряжений, существовавших в элементе в момент усиления (с учетом разгрузки конструкций). При этом учитывают 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 допускается учитывать введением дополнительного коэффициента условий работы гамма_c,ad = 0,8.

Проверку на прочность элементов, для которых согласно 19.3.10 допускается принимать одно расчетное сопротивление, кроме расчета по формулам (44), (45) и (90), допускается выполнять на полное расчетное усилие без учета напряжений, существовавших до усиления, а при проверке устойчивости стенок допускается использовать дополнительный коэффициент условий работы гамма_c,ad = 0,8.

19.3.13 Расчет на прочность элементов конструкций, усиливаемых методом увеличения сечений, выполняют по формулам:

а) для центрально-растянутых симметрично усиливаемых элементов - по формуле (5);

б) для центрально-сжатых симметрично усиливаемых элементов

     N/(A R  гамма  гамма ) <= 1,                                   (197)

           y      N      c

где                гамма  = 0,95 - при усилении без использования сварки;

                        N

  гамма  = 0,95 - 0,25 сигма /R  - при усилении с использованием сварки;

       N                    d  y

в) для несимметрично усиливаемых центрально-растянутых, центрально-сжатых и вне-центренно сжатых элементов

                                M        M

              1           N      x        y

     ------------------ (--- + ---- y + ---- x) <= 1,               (198)

      R  гамма  гамма     A     I        I

       y      M      c           x        y

где гамма  = 0,95 - для конструкций группы 1;

         M

    гамма  = 1    - для конструкций групп 2, 3 и 4;

         M

при N/(AR_y) >= 0,6 принимают гамма_M = гамма_N, здесь гамма_N определяют как в формуле (197).

Изгибающие моменты М_х и М_y определяют относительно главных осей усиленного сечения.

19.3.14 Допускается не усиливать существующие стальные конструкции, выполненные с отступлением от требований 15.1.7, 15.1.10, 15.2.2, 16.1.1 - 16.1.3, 16.2.1, 16.2.3, 16.3.3 - 16.3.5, 16.4.2, 16.4.5, 16.5.2, 16.5.4, 16.11.1, 17.14, 17.16, 18.8 - 18.11, 18.16, при условии, что:

отсутствуют вызванные этими отступлениями повреждения элементов конструкций;

исключены изменения в неблагоприятную сторону условий эксплуатации конструкций;

несущая способность и жесткость обоснованы расчетом с учетом требований 19.3.2, 19.3.4, 19.3.9;

выполняются мероприятия по предупреждению усталостного и хрупкого разрушения конструкций, на которые распространяются указания 13.1.1, 13.1.3 и раздела 14.

При выполнении этих условий для проверок устойчивости центрально-сжатых элементов допускается принимать кривую устойчивости типа b вместо типа с.