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

Таблица 7

Обозначения, принятые в табл. 7:

b -                            расстояние между осями ветвеλ

l -                             расстояние между центрами планок;

λ -                            наибольшая гибкость всего стержня;

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

А -                            площадь сечения всего стержня;

А_d1 и А_d2 -                площади сечениΠраскосов решеток (при крестовоΠрешетке - двух раскосов), лежащих в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1-1 и 2-2;

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

α₁ и α₂ -                   коэффициенты, определяемые по формуле

,

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

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

; ; ; ,

здесь J_b1 и J_b3 -      моменты инерции сечения ветвеΠотносительно осеΠсоответственно 1-1 и 3-3 (для сечениΠтипов 1 и 3);

J_b1 и J_b2 -                 то же, двух уголков относительно осеΠсоответственно 1-1 и 2-2 (для сечения типа 2);

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

J_s1 и J_s2 -                  моменты инерции сечения одной из планок, лежащих в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1-1 и 2-2 (для сечения типа 2).

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

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

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

Рис. 2. Схема раскосной решетки

Рис. 3. Составной стержень на планках

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

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

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

для сжатых элементов.... 40i

  «    растянутых   «............ 80i

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

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

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

Q_fic = 7,15 · 10^-6 (2330 - E / R_y) N / φ,                                          (23)*

где N - продольное усилие в составном стержне;

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

Условную поперечную силу Q_fic следует распределять:

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

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

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

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

силу F, срезывающую планку, по формуле

F = Q_sl / b;                                                           (24)

момент М₁, изгибающиΠпланку в ее плоскости, по формуле

М₁ = Q_sl / 2,                                                         (25)

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

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

,                                                          (26)

где N - усилие в одной ветви стержня;

А - площадь сечения одной ветви;

A_d - площадь сечения одного раскоса;

α - коэффициент, определяемыΠпо формуле

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

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

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

ИЗГИБАЕМЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ

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

.                                                          (28)

Значения касательных напряжениΠτ в сечениях изгибаемых элементов должны удовлетворять условию

.                                                       (29)

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

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

где а - шаг отверстиλ

d - диаметр отверстия.

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

,                                                       (31)

где F - расчетное значение нагрузки (силы);

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

l_ef = b + 2t_f,                                                              (32)

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

Рис. 4. Схема крестовоΠрешетки с распорками

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

а - сварную; б - прокатную

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

; τ_xy ≤ R_sγ_c,                                  (33)

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

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

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

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

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

,                                                         (34)

где W_c - следует определять для сжатого пояса;

φ_b - коэффициент, определяемыΠпо прил. 7*.

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

5.16*. Устоёивость балок не требуется проверять:

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

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

Таблица 8*

Обозначения, принятые в табл. 8*:

b и t - соответственно ширина и толщина сжатого пояса;

h - расстояние (высота) между осями поясных листов.

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

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

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

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

N = (A_f + 0,25 A_w) R_y;                                                  (37, а)

при непрерывном закреплении по формуле

q_fic = 3Q_fic / l,                                                          (37, б)

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

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

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

,                                                  (38)

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

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

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

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

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

;                                                     (39)

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

;                                              (40)

здесь М, М_х и M_y - абсолютные значения изгибающих моментов;

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

с_х и с_у - коэффициенты, принимаемые по табл. 66.

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

.                                                        (41)

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

c_1m = 0,5 (1 + с); с_хт = 0,5 (1 + с_х); с_ут = 0,5 (1 + c_у).

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

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

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

где

; ;                                                  (44)

здесь с - коэффициент, принимаемыΠпо табл. 66;

t и h - соответственно толщина и высота стенки;

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Расчетные значения изгибающего момента М следует определять по формуле

М = αМ_тах,                                                        (45)

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

α - коэффициент перераспределения моментов, определяемыΠпо формуле

;                                                        (46)

здесь M_ef - условныΠизгибающиΠмомент, равныκ

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

;                                                    (47)

М_ef = 0,5М₂,                                                             (48)

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

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

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

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

l - длина краѐего пролета;

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

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

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

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

ЭЛЕМЕНТЫ, ПОДВЕРЖЕННЫЕ ДЕЙСТВИЮ ОСЕВОЙ СИЛЫ С ИЗГИБОМ

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

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

,                           (49)

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

п, с_х и c_у - коэффициенты, принимаемые по прил. 5.

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

В прочих случаях расчет следует выполнять по формуле

,                                              (50)

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

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

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

.                                                           (51)

В формуле (51) коэффициент φ_e следует определять:

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

m_ef = ηm,                                                              (52)

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

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

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

,                                                            (53)

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

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

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

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

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

,                                                      (54)

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

δ = 1 - Nλ² / (πEA).                                                       (55)

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

При этом значения М следует принимать равными:

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

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

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

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

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

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

Таблица 9

Обозначения, принятые в табл. 9:

М_тах - наибольшиΠизгибающиΠмомент в пределах длины стержня;

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

m - относительныΠэксцентриситет, определяемыμ/span> по формуле

m = M_maxA / (NW_c).

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

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

,                                                         (56)

где с - коэффициент, вычисляемыΠсогласно требованиям п. 5.31;

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

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

при значениях относительного эксцентриситета т_х ≤ 5 по формуле

,                                                           (57)

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

при значениях относительного эксцентриситета т_х ≥ 10 по формуле

,                                                       (58)

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

Таблица 10

Обозначения, принятые в табл. 10:

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

φ_c - значение φ_y при .

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

при значениях относительного эксцентриситета 5 < т_x < 10 по формуле

с = c_s (2 - 0,2т_х) + с₁₀ (0,2m_x - 1),                                                 (59)

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

При определении относительного эксцентриситета m_х за расчетныΠмомент М_х следует принимать:

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

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

При гибкости  коэффициенте не должен превышать:

для стержнеΠзамкнутого сечения - единицы;

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

                                     (60)

где

δ = 4ρ / μ; ρ = (J_x + J_y) / (Ah²);

; J_t = 0,433 Σb_it³_i;

здесь b_i и t_i - соответственно ширина и толщина листов, образующих сечение;

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

5.32. Внецентренно-сжатые элементы, изгибаемые в плоскости наименьшеΠжесткости (J_y <J_x и e_у ≠ 0), при λ_х > λ_у следует рассчитывать по формуле (51), а также проверять на устоёивость из плоскости деётвия момента как центрально-сжатые стержни по формуле

,                                                           (61)

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

При λ_х ≤ λ_у проверки устоёивости из плоскости деётвия момента не требуется.

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

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

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

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

,                                                         (62)

где

;

здесь φ_еу следует определять согласно требованиям п. 5.27* с заменой в формулах т и λ соответственно на т_у и λ_у, а с - согласно требованиям п. 5.31.

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

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

Значения относительных эксцентриситетов следует определять по формулам:

 и ,                                              (63)

где W_cx и W_cv - моменты сопротивления сечениΠдля наиболее сжатого волокна относительно осеΠсоответственно x-x и у-у.

Если λ_х > λ_у, то кроме расчета по формуле (62) следует произвести дополнительную проверку по формуле (51), принимая е_у = 0.

В случае несовпадения плоскости наибольшеΊжесткости (J_x > J_y) с плоскостью симметрии расчетное значение m_х следует увеличить на 25 %.

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

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

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

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

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

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

ОПОРНЫЕ ЧАСТИ

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

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

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

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

,                                                            (64)

где F - давление (сила) на опору;

r и l - соответственно радиус и длина шарнира;

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

5.39. Расчет на диаметральное сжатие катков должен производиться по формуле

,                                                               (65)

где п -  число катков;

d и l -   соответственно диаметр и длина катка;

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

6. РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ И ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ ПЛОСКИХ ФЕРМ И СВЯЗЕЙ

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

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

                                             (66)

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

Таблица 11

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Таблица 12

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

l - расстояние от центра узла фермы до пересечения элементов;

l₁ - полная геометрическая длина элемента.

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

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

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ РЕШЕТЧАТЫХ КОНСТРУКЦИЙ

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

Таблица 13

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

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

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

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

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

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

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

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

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

для поясов - по табл. 13*;

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

в плоскости грани - равными длине l_d и радиусу инерции i_min; из плоскости грани - полной геометрическоΠдлине раскоса L_d, равной расстоянию между узлами прикрепления к поясам, и радиусу инерции i_x относительно оси, параллельной плоскости грани;

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

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

Таблица 14*

Обозначения, принятые в табл. 14*:

L_d - длина раскоса по рис. 9*, a, д;

где J_т,тin и J_d,min - наименьшие моменты инерции сечения соответственно пояса и раскоса.

Таблица 15*

Обозначения, принятые в табл. 15*:

п - см. табл. 14*;

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

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

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

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

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

Таблица 16

Обозначение, принятое в табл. 16:

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

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ СТРУКТУРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

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

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

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

в остальных случаях - минимальные (i = i_min).

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ КОЛОНН (СТОЕК)

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

l_ef = μl,                                                                      (67)

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

μ - коэффициент расчетной длины.

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

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

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

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

Таблица 17

Обозначение, принятое в табл. 17:

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

для несвободных рам по формуле

                                          (70, в)

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

в одноэтажной раме: ; ;

в многоэтажной раме:

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

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

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

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

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

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

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

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

,                                                   (71)*

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

J_c и N_c -      соответственно момент инерции сечения и усилие в наиболее нагруженной колонне рассматриваемой рамы;

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

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

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

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

не учитывать влияние степени загружения и жесткости соседних колонн;

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

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

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

Таблица 17, а

Обозначения, принятые в табл. 17, а:

; ; ; .

k -                       число пролетов;

J_c и l_c -               соответственно момент инерции сечения и длина проверяемой колонны;

l, l₁, l₂ -               пролеты рамы;

J_s, J_s1, J_s2

 и J_i, J_i1, J_i2 -       моменты инерции сечения ригелеά примыкающих соответственно к верхнему и нижнему концу проверяемой колонны.

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

6.12. Исключен.

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

Таблица 18

Обозначения, принятые в табл. 18:

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

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

6.14. Расчетную длину ветвеΠплоских опор транспортерных галереΠследует принимать равноκ

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

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

ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ СЖАТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

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

ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

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

Таблица 19*

Обозначение, принятое в табл. 19*:

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

Таблица 20*

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

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

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

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

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

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

СТЕНКИ БАЛОК

7.1. Стенки балок для обеспечения их устоёивости следует укреплять:

поперечными основными ребрами, поставленными на всю высоту стенки;

поперечными основными и продольными ребрами;

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

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

a - расстояние между осями поперечных основных ребер;

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

t - толщина стенки.

Рис. 10. Расчетная высота стенки составной балки

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

Рис. 11. Схемы поперечных сечениΠгнутых профилеμ/span>

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

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

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

,                                                          (72)

,                                                               (73)

где h - полная высота стенки;

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

Местное напряжение σ_loc в стенке под сосредоточенной нагрузкоΠследует определять согласно требованиям пп. 5.13 и 13.34* (при γ_f1 = 1,1) настоящих норм.

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

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

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

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

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

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

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

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

,                                                 (74)

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

;                                                             (75)

;                                                  (76)

В формуле (75) коэффициент с_cr следует принимать:

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

Таблица 21

,                                                        (77)

где b_f и t_f - соответственно ширина и толщина сжатого пояса балки;

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

для балок на высокопрочных болтах с_cr = 35,2.

Таблица 22

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

В формуле (76) ,

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

μ - отношение большеΠстороны пластинки к меньшеή

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

M ≤ R_y γ_c h²_eft (A_f / A_w + α),                                             (78)

где

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

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

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

,                                           (79)

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

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

τ_cr - определять по формуле (76).

Значения σ_cr и σ_loc,_cr в формуле (79) следует определять:

а) при a / h_ef ≤ 0,8

σ_cr - по формуле (75);

,                                                          (80)

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

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

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

.

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

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

σ_cr - по формуле ,                                                                                           (81)

где с₂ - коэффициент, определяемыΠпо табл. 25;

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

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

σ_cr - по формуле (75);

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

Во всех случаях τ_cr следует вычислять по деётвительным размерам отсека.

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

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

σ / σ_cr1 + σ_loc / σ_loc,cr1 + (τ / τ_cr1)² ≤ γ_c,                                     (82)

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

Таблица 23

Таблица 23,а

Таблица 24

Таблица 25

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

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

Значения σ_cr1 и σ_loc,cr1 следует определять по формулам:

при σ_loc = 0

,                                                    (83)

где

;

при σ_loc ≠ 0 и μ₁ = a / h₁ ≤ 2

;                                                    (84)

,                                          (85)

где                                                         ,                                                     (86)

Если a / h₁ > 2, то при вычислении σ_cr1 и σ_loc,cr1 следует принимать a = 2h₁; τ_cr1 необходимо определять по формуле (76) с подстановкоΠв нее размеров проверяемой пластинки;

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

,                             (87)

где                                                 ;                                              (88)

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

τ_cr2 - следует определять по формуле (76) с подстановкоΠв нее размеров проверяемой пластинки;

σ_loc2 = 0,4σ_loc -     при приложении нагрузки к сжатому поясу (рис. 13, а);

σ_loc2 = σ_loc - при приложении нагрузки к растянутому поясу (рис. 13, б).

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Здесь ,

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

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

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

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

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

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

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

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

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

для поперечных ребер - по формуле

J_s = 3h_eft³;                                                           (89)

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

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

Таблица 26

Примечание. При вычислении J_sl для промежуточных значениΠh₁/h_ef допускается линеѐая интерполяция.

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

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

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

Рис. 15. Схема устроётва опорного ребра жесткости

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

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

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

СТЕНКИ ЦЕНТРАЛЬНО ВНЕЦЕНТРЕННО-СЖАТЫХ И СЖАТО-ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

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

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

7.15. Исключен с табл. 28.

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

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

  «    α ≥ 1 - по формуле

,                                    (90)

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

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

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

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

,                                 (91)*

где b_f - ширина полки тавра;

h_ef - расчетная высота стенки тавра.

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

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

Таблица 27