Изменение № 2 к СП 260.1325800.2016 «Конструкции стальные тонкостенные из холодногнутых оцинкованных профилей и гофрированных листов. Правила проектирования»
(утв. и введено в действие Приказом Минстроя России от 07.09.2021 № 643/пр)
Примечание
Текст документа приведен в соответствии с публикацией на сайте https://minstroyrf.gov.ru/ по состоянию на 27.11.2021. Документ введен в действие с 08.10.2021.
Утверждено и введено в действие Приказом Министерства строительства и жилищно-коммунального хозяйства Российской Федерации (Минстрой России) от 7 сентября 2021 г. № 643/пр
ИЗМЕНЕНИЕ № 2 К СП 260.1325800.2016 «КОНСТРУКЦИИ СТАЛЬНЫЕ ТОНКОСТЕННЫЕ ИЗ ХОЛОДНОГНУТЫХ ОЦИНКОВАННЫХ ПРОФИЛЕЙ И ГОФРИРОВАННЫХ ЛИСТОВ. ПРАВИЛА ПРОЕКТИРОВАНИЯ»
91.080.10
Дата введения 8 октября 2021 года
Приложение В. Наименование. Заменить слова: «в формулах взаимодействия для сечений, подверженных деформациям кручения» на «, учитывающие совместное действие усилий».
Дополнить абзацем в следующей редакции:
«Изменение № 2 к СП 260.1325800.2016 разработано авторским коллективом ЗАО „ЦНИИПСК им. Мельникова“ (канд. техн. наук В.Ф. Беляев, С.И. Бочкова, Д.Е. Голубев, В.В. Косенков, А.В. Шуринов) при участии Ассоциации „Объединение участников бизнеса по развитию стального строительства“ (канд. техн. наук Т.В. Назмеева).».
Заменить обозначение ссылки:
«ГОСТ 9.401-91» на «ГОСТ 9.401-2018»;
«ГОСТ 21779-82» на «ГОСТ Р 58942-2020»;
«ГОСТ 23118-2012» на «ГОСТ 23118-2019»;
«СП 2.13130.2012» на «СП 2.13130.2020».
Заменить обозначение и наименование ссылки:
«ГОСТ 14918-80 Сталь тонколистовая оцинкованная с непрерывных линий. Технические условия» на «ГОСТ 14918-2020 Прокат листовой горячеоцинкованный. Технические условия»;
«СП 16.13330.2011 „СНиП II-23-81* Стальные конструкции“ (с изменением № 1)» на «СП 16.13330.2017 „СНиП II-23-81* Стальные конструкции“ (с изменениями № 1, № 2)»;
«СП 20.13330.2011 „СНиП 2.01.07-85* Нагрузки и воздействия“ на »СП 20.13330.2016 «СНиП 2.01.07-85* Нагрузки и воздействия» (с изменениями № 1, № 2)»;
«СП 28.13330.2012 „СНиП 2.03.11-85 Защита строительных конструкций от коррозии“ (с изменением № 1)» на «СП 28.13330.2017 „СНиП 2.03.11-85 Защита строительных конструкций от коррозии“ (с изменениями № 1, № 2)»;
«СП 70.13330.2012 „СНиП 3.03.01-87 Несущие и ограждающие конструкции“ на »СП 70.13330.2012 «СНиП 3.03.01-87 Несущие и ограждающие конструкции» (с изменениями № 1, № 3, № 4)»;
«СП 131.13330.2012 „СНиП 23-01-99* Строительная климатология“ (с изменением № 2)» на «СП 131.13330.2020 „СНиП 23-01-99* Строительная климатология“.»
Исключить ссылки на ГОСТ 4784-97; ГОСТ 16523-97; ГОСТ Р 52246-2016.
Дополнить раздел ссылкой:
«ГОСТ 24045-2016 Профили стальные листовые гнутые с трапециевидными гофрами для строительства. Технические условия».
5.2 Основные расчетные требования
Пункт 5.2.1. Заменить ссылку: «СП 16.13330.2011» на «СП 16.13330.2017».
5.3 Учет коэффициентов надежности по нагрузкам и сопротивлению материала
Пункт 5.3.2. Пояснение обозначений Pn и Rn. Исключить ссылку: «ГОСТ 16523,».
5.4 Учет назначения и условий работы конструкций
Пункт 5.4.1. Таблица 5.1. Строки 1, 2 и 3. Изложить в новой редакции:
Строка 11. Исключить.
Пункт 5.4.5. Заменить ссылку: «СП 16.13330.2011» на «СП 16.13330.2017».
5.5 Учет начальных несовершенств элементов несущего каркаса
Пункт 5.5.1. Заменить ссылку: «ГОСТ 23118-2012 (таблица Б.1, приложение Б)» на «ГОСТ 23118-2019 (таблица Б.2, приложение Б).»
Пункт 5.5.2. Таблица 5.2. Заменить общий заголовок трех граф: «Принятые предельные значения местных изгибов по СП 16.13330.2011 (таблица Д.1)» на «Принятые предельные значения местных изгибов для типов сечений по таблице 7.5».
Пункт 5.6.3. Заменить ссылку: «ГОСТ 21779» на «ГОСТ Р 58942».
6 Материалы для конструкций и соединений
Пункт 6.1. Изложить в новой редакции:
«6.1 Стальные холодногнутые оцинкованные профили следует изготавливать из оцинкованного проката по ГОСТ 14918 толщиной от 1 до 4 мм, высокой точности проката по толщине (ВТ) и повышенной — по ширине (АШ), нормальной плоскостности с обрезной кромкой и цинковым покрытием класса не ниже 275, стали марок 220, 250, 280, 320, 350, 390, 420, 450.»
Допускается применение стального тонколистового проката с алюмоцинковым покрытием класса не ниже 160, а также цинкалюминиевыми и цинкалюмомагниевыми покрытиями с классами покрытий, обеспечивающими необходимую коррозионную стойкость.».
Пункт 6.3. Таблица 6.1. Графа «Напряженное состояние». Слово «Сдвиг» дополнить знаком сноски «<1>»;
Таблицу 6.1 дополнить сноской в следующей редакции:
«<1> Расчетное сопротивление при сдвиге с учетом потери устойчивости стенки профиля определяют по формулам таблицы 7.4.»;
Таблица 6.2. Изложить в новой редакции:
| Нормативный документ | Марка оцинкованного проката | Класс цинкового покрытия | Нормативное сопротивление, Н/мм2 | Расчетное сопротивление, Н/мм2 | Относительное удлинение \delta , % | |||
| Ryn | Run | Ry | Rs | Rlp | ||||
| ГОСТ 14918 | 220 | 275 \div 600 | 220 | 300 | 215 | 125 | 145 | 20 |
| 250 | 250 | 330 | 245 | 140 | 160 | 19 | ||
| 280 | 280 | 360 | 270 | 155 | 175 | 18 | ||
| 320 | 320 | 390 | 310 | 180 | 190 | 17 | ||
| 350 | 350 | 420 | 330 | 190 | 200 | 16 | ||
| 390 | 390 | 450 | 370 | 215 | 210 | 15 | ||
| 420 | 420 | 480 | 400 | 230 | 225 | 14 | ||
| 450 | 450 | 510 | 425 | 245 | 240 | 13 | ||
| Примечание — Значения расчетных сопротивлений Ry, Rs, Rlp получены по формулам, приведенным в таблице 6.1, с округлением до 5 Н/мм2. | ||||||||
Пункт 6.4. Заменить ссылку: «ГОСТ Р 34180» на «ГОСТ 34180».
Пункт 6.10. Первый абзац. Изложить в новой редакции:
«6.10 Применение конструкций для неотапливаемых зданий и сооружений, а также конструкций отапливаемых зданий и сооружений, контактирующих с наружной средой в районах с расчетными температурами ниже минус 45 °C, изготовленных из тонкостенных профилей с использованием оцинкованного проката марок 220 \div 450 по ГОСТ 14918, ограничивается расчетной температурой испытаний в соответствии с данными таблицы 6.3.».
Таблица 6.3. Изложить в новой редакции:
Нормируемые показатели ударной вязкости проката и ограничения по расчетным температурам местности при применении проката
Пункт 6.11. Заменить ссылку: «СП 16.13330.2011» на «СП 16.13330.2017».
7 Расчет конструктивных систем зданий и сооружений на прочность и устойчивость
7.2 Расчет конструкций из тонкостенных профилей
Пункт 7.2.3. Пояснение к обозначению fu. Заменить ссылку: «СП 20.13330.2011 (приложение Е)» на «СП 20.13330.2016 (приложение Д)».
7.3 Расчет тонкостенных профилей с учетом закритической работы сжатых пластин
7.3.1 Метод определения редуцированных геометрических характеристик поперечных сечений элементов
Подпункт 7.3.1.7. Формула (7.16). Изложить в новой редакции:
«где \overline{\lambda_{p}} = \sqrt{\frac{R_{y}}{\sigma_{cr}}} . (7.16)».
Экспликация к формуле (7.17). Изложить в новой редакции:
«где k_{\sigma} — коэффициент, зависящий от граничных условий и характера напряжений в пластинке (приведен в таблицах 7.2 и 7.3);»
b — принимают равной соответствующей теоретической ширине пластинки (bp, bp,c, bp,d или sw — см. рисунок 7.3);
t — расчетная толщина пластинки, принимаемая в соответствии с 7.1.5;
\nu — коэффициент Пуассона (для стали \nu = 0,3 ).».
Формула (7.19). Изложить в новой редакции:
\rho = \frac{\overline{\lambda_{p,c}} - 0,055 \cdot (3 + \psi)}{\overline{\lambda_{p,c}^{2}}} + 0,18 \frac{(\overline{\lambda_{p}} - \overline{\lambda_{p,c}})}{(\overline{\lambda_{p}} - 0,6)} \leq 1 , (7.19)
Формула (7.20) и экспликация к ней. Изложить в новой редакции:
\rho = \frac{\overline{\lambda_{p,c}} - 0,188}{\overline{\lambda_{p,c}^{2}}} + 0,18 \frac{(\overline{\lambda_{p}} - \overline{\lambda_{p,c}})}{(\overline{\lambda_{p}} - 0,6)} \leq 1 , (7.20)
где \overline{\lambda_{p,c}} = \sqrt{\frac{\sigma_{com}}{\sigma_{cr}}} , (7.20а)
\sigma_{com} — реальные напряжения сжатия в редуцированном сечении пластинки от нагрузки (принимают максимальное значение напряжения сжатия в пластинке);
\psi — отношение меньшего напряжения к большему, сжатие считается положительным.».
Дополнить в конце подпункта абзацем в следующей редакции:
«При использовании данного метода эффективное сечение профиля следует определять итерационно. Итерации начинают с полного сечения профиля и заканчивают, когда геометрические характеристики эффективного сечения на предыдущей и последующей итерации отличаются друг от друга незначительно (в пределах 1% — 2%).».
Подпункт 7.3.1.8. Заменить слова: «Для определения геометрических характеристик редуцированного сечения (Ared, Ired, Wred)» на «Для определения геометрических характеристик эффективного сечения (Aef, Ief, Wef)».
Таблица 7.2. Сноска <*>. Изложить в новой редакции:
«<*> \psi = \frac{\sigma_{2}}{\sigma_{1}} — отношение меньшего напряжения к большему (с учетом знака) согласно эпюрам напряжений, показанным на рисунках в настоящей таблице и таблице 7.3 (сжатие считается положительным).».
Таблица 7.3. Сноска <*>. Изложить в новой редакции:
«<*> \psi = \frac{\sigma_{2}}{\sigma_{1}} — отношение меньшего напряжения к большему (с учетом знака) согласно эпюрам напряжений, показанным на рисунках в настоящей таблице и таблице 7.2 (сжатие считается положительным).».
7.3.2 Пластины, усиленные продольными элементами жесткости
Рисунок 7.7, б). Изложить в новой редакции:
Подпункт 7.3.2.6. Последний абзац. Заменить слова: «Эффективную площадь» на «Площадь начального расчетного».
Подпункт 7.3.2.7. Экспликация к формуле (7.28). Изложить в новой редакции:
«где K1 — жесткость упругоподатливой связи;»
Is — момент инерции начального расчетного сечения краевого элемента жесткости относительно оси a-a (включая примыкающие к нему устойчивые участки пластин) — рисунок 7.8;
As — площадь начального расчетного сечения краевого элемента жесткости (включая примыкающие к нему устойчивые участки пластин) — рисунок 7.8.».
Подпункт 7.3.2.8. Экспликация к формуле (7.29). Изложить в новой редакции:
«где b1 — расстояние от центральной оси стенки до центра тяжести начального расчетного сечения краевого отгиба (включая устойчивую часть be2 полки) на полке 1 (см. рисунок 7.8);»
b2 — расстояние от центральной оси стенки до центра тяжести начального расчетного сечения краевого отгиба (включая устойчивую часть полки) на полке 2;
hw — высота стенки между серединными линиями полок;
kf = 0 — если полка 2 растянута (т.е. для элемента, изгибаемого относительно оси x-x);
kf = 1 — для сжатого симметричного сечения;
kf = As2/As1 — если полка 2 сжата (для сжатого несимметричного сечения);
As1 и As2 — площади начальных расчетных сечений краевых отгибов (включая примыкающие к ним устойчивые участки пластин) для полок 1 и 2 соответственно (см. рисунок 7.8).
Примечание - За полку 1 принимается та полка, для которой определяется жесткость упругоподатливой связи K1.
Подпункт 7.3.2.10. Изложить в новой редакции:
«7.3.2.10 Эффективную площадь элемента жесткости As,red, с учетом плоской формы потери устойчивости, определяют по формуле»
A_{s,red} = \chi_{d}A_{s} \sqrt{\frac{R_{y}}{\sigma_{com,s}}} \leq A_{s} , (7.34)
где \sigma_{com,s} — сжимающее напряжение вдоль центральной оси элемента жесткости, рассчитанное для эффективного поперечного сечения.».
Подпункт 7.3.2.11. Изложить в новой редакции:
«7.3.2.11 При определении геометрических характеристик эффективного поперечного сечения эффективная площадь As,red должна быть определена с учетом уменьшенной толщины tred для всех элементов, включенных в As.»
При этом уменьшенную толщину tred определяют по формулам:
t_{red} = t \cdot \frac{A_{s,red}}{A_{s}} ; (7.34а)
t_{red} = \chi_{d} \cdot t\text{при }\sigma_{com,s} = R_{y} ; (7.34б)
t_{red} = \chi_{d} \cdot t \cdot \sqrt{\frac{R_{y}}{\sigma_{com,s}}} \leq t\text{при }\sigma_{com,s}<R_{y} . (7.34в)
7.3.3 Сжатые пластинки с промежуточными элементами жесткости
Подпункт 7.3.3.2. Изложить в новой редакции:
«7.3.3.2 При расчете промежуточного элемента жесткости определяют начальное расчетное сечение элемента жесткости с использованием эффективной ширины пластин, примыкающих к нему, определяемой с учетом того, что элемент жесткости обеспечивает полное защемление K = \infty и напряжение в нем равно Ry.»
Подпункт 7.3.3.4. Первый абзац. Заменить слова: «Эффективную площадь» на «Площадь начального расчетного».
Подпункт 7.3.3.5. Экспликация к формуле (7.36). Изложить в новой редакции:
«где K — жесткость упругоподатливой связи;»
Is — момент инерции начального расчетного сечения промежуточного элемента жесткости относительно оси a-a (включая примыкающие к нему устойчивые участки пластин) — рисунок 7.9;
As — площадь начального расчетного сечения промежуточного элемента жесткости (включая примыкающие к нему устойчивые участки пластин) — рисунок 7.9.»
Подпункт после формулы «(7.37)» дополнить абзацем в следующей редакции:
«Критическое напряжение потери устойчивости элемента жесткости \sigma_{cr,s} может быть определено на основании расчета устойчивости первого порядка в упругой стадии с использованием численных расчетов.»
Подпункт 7.3.3.7. Изложить в новой редакции:
«7.3.3.7 Эффективную площадь элемента жесткости As,red, вызванную потерей устойчивости формы сечения (плоская форма потери устойчивости элемента жесткости), определяют по 7.3.2.10 и формуле (7.34).».
Формула (7.38). Исключить.
Подпункт 7.3.3.8. Изложить в новой редакции:
«7.3.3.8 При определении геометрических характеристик эффективного поперечного сечения промежуточного элемента жесткости эффективную площадь As,red следует определять с учетом уменьшенной толщины tred для всех элементов, включенных в As, по 7.3.2.11 и формулам (7.34а) — (7.34в).».
Подпункт 7.3.3.9. Исключить.
7.4 Трапециевидные гофрированные листы с промежуточными элементами жесткости
7.4.2 Полки с промежуточными элементами жесткости
Подпункт 7.4.2.1. Первый абзац. Изложить в новой редакции:
«7.4.2.1 Элементы жесткости в виде полукруглых или треугольных канавок включают в себя сам элемент жесткости и примыкающие к нему устойчивые участки bef (b1,ef, b2,ef) плоских участков полки bp (bp,1, bp,2), как показано на рисунках 7.10 и 7.11.».
Экспликация к формуле (7.39). Пояснения к обозначениям bp и bs. Заменить слова: «(см. рисунок 7.9)» на «(см. рисунок 7.11)».
Пояснения к обозначениям As и Is. Заменить слова: «(см. рисунок 7.8)» на «(см. рисунок 7.10).».
Подпункт 7.4.2.2. Экспликация к формуле (7.40). Пояснения к обозначениям As и Is. Заменить слова: «(см. рисунок 7.11)» на «(см. рисунок 7.10).».
Пункт 7.4.2 дополнить подпунктами 7.4.2.4 — 7.4.2.7 в следующей редакции:
«7.4.2.4 Если стенки поперечного сечения не усилены элементами жесткости, то значения понижающего коэффициента \chi_{d} следует определять, используя \sigma_{cr,s} и методику, приведенную в 7.3.2.9.»
7.4.2.5 При усилении стенок элементами жесткости значения понижающего коэффициента \chi_{d} следует определять по методике, приведенной в 7.3.2.9, с учетом модифицированного критического напряжения \sigma_{cr,mod} в пределах упругой работы материала.
7.4.2.6 При определении геометрических характеристик эффективного сечения эффективную площадь элемента жесткости полки As,red следует определять с учетом уменьшенной толщины tred в соответствии с 7.3.2.10 и 7.3.2.11.
7.4.2.7 Геометрические характеристики эффективного сечения при расчете по второй группе предельных состояний допускается определять, используя расчетную толщину t.».
7.5 Стенки гофров с элементами жесткости в количестве не более двух
Пункт 7.5.1. Перечисление б). Заменить слово: «эффективную» на «(эффективную)».
Рисунок 7.12. Изложить в новой редакции:
1 — первоначальное положение нейтральной оси в сечении гофрированных листов с эффективным сечением полок и полной площадью стенок; 2 — участки эффективного поперечного сечения сжатых полок с промежуточными элементами жесткости; 3 — центральная ось полки; а) — сечение гофрированного листа со стенкой без элементов жесткости; б) — сечение гофрированного листа со стенкой с одним элементом жесткости в сжатой зоне; в) — сечение гофрированного листа со стенкой с двумя элементами жесткости в сжатой зоне.
Рисунок 7.12 — Эффективные поперечные сечения стенок гофрированных листов
Пункт 7.5.2. Заменить слова: «Эффективная площадь» на «Площадь начального расчетного сечения».
Пункт 7.5.3. Формула (7.45) и пояснение к обозначению \sigma_{com} . Изложить в новой редакции:
s_{ef,0} = 0,76t \sqrt{\frac{E}{\sigma_{com}}} , (7.45)
где \sigma_{com} — напряжение в сжатой полке, рассчитанное для эффективного поперечного сечения (допускается принимать равным Ry).».
Пункт 7.5.4. Экспликация к формулам (7.46) — (7.51). Пояснение к обозначению ec. Изложить в новой редакции:
«где ec — расстояние от эффективной нейтральной оси до центральной линии сжатой полки (см. рисунок 7.12).».
Пункт 7.5.6. Экспликация к формуле (7.62). Пояснение к обозначению Is. Заменить слова: «(см. рисунок 7.12)» на «(см. рисунок 7.13).».
Пункты 7.5.7 - 7.5.9. Изложить в новой редакции:
«7.5.7 Эффективную площадь одиночного сжатого элемента жесткости стенки или элемента жесткости, ближайшего к сжатой полке, Asa,red определяют по формуле»
A_{sa,red} = \chi_{d}A_{sa} \sqrt{\frac{R_{y}}{\sigma_{com}(1 - \frac{h_{a} + 0,5h_{sa}}{e_{c}})}} ;\text{но }A_{sa,red} \leq A_{sa}. (7.66)
7.5.8 Если сжатые полки поперечного сечения не усилены элементами жесткости, то значения понижающего коэффициента \chi_{d} для одиночного сжатого элемента жесткости стенки или элемента жесткости, ближайшего к сжатой полке, следует определять, используя \sigma_{cr,sa} и методику, приведенную в 7.3.2.9.
7.5.9 При усилении сжатых полок поперечного сечения элементами жесткости значения понижающего коэффициента \chi_{d} для одиночного сжатого элемента жесткости стенки или элемента жесткости, ближайшего к сжатой полке, следует определять по методике, приведенной в 7.3.2.9, с учетом модифицированного критического напряжения \sigma_{cr,mod} , определяемого по формуле (7.67), в пределах упругой работы материала.».
Пункт 7.5.12. Изложить в новой редакции:
«7.5.12 При определении геометрических характеристик эффективного сечения эффективную площадь одиночного сжатого элемента жесткости стенки или элемента жесткости, ближайшего к сжатой полке, Asa,red следует определять с учетом уменьшенной толщины tred для всех элементов, включенных в Asa.»
При этом уменьшенную толщину tred определяют по формулам:
t_{red} = \chi_{d}t \sqrt{\frac{1}{1 - \frac{h_{a} + 0,5h_{sa}}{e_{c}}}} \leq t(\text{при }\sigma_{com} = R_{y}), (7.66а)
t_{red} = \chi_{d}t \sqrt{\frac{R_{y}}{\sigma_{com}(1 - \frac{h_{a} + 0,5h_{sa}}{e_{c}})}} \leq t(\text{при }\sigma_{com}<R_{y}). (7.66б)
Пункт 7.5.13. Заменить слова: «следует определять» на «допускается определять.».
7.6 Гофрированные листы с элементами жесткости на полках и стенках
Рисунок 7.13 перенести в пункт 7.5.6.
Заменить слова: «Для гофрированных» на «7.6.1 Для гофрированных».
Заменить слова: «(см. рисунки 7.13 и 7.14)» на «(см. рисунок 7.14)».
Экспликация к формуле (7.67). Исключить пояснения к обозначениям As и Asa, пояснение к обозначению \beta_{s} для изгибаемого профиля изложить в новой редакции:
« \beta_{s} = 1 - \frac{h_{a} + 0,5h_{sa}}{e_{c}} — для изгибаемого профиля;».
Дополнить пунктом 7.6.2 в следующей редакции:
«7.6.2 При расчете гофрированных профилей, приведенных в ГОСТ 24045, допускается вычислять коэффициенты \chi_{d} элементов жесткости полок и стенок, используя \sigma_{cr,s} вместо \sigma_{cr,mod} . Для иных гофрированных профилей, работающих на изгиб, с элементами жесткости на полках и стенках допускается вычислять коэффициенты \chi_{d} , используя \sigma_{cr,s} вместо \sigma_{cr,mod} , если выполняется условие: \sigma_{cr,s}<\sigma_{cr,sa} .».
7.7 Предельные состояния первой группы
7.7.2 Элементы центрально растянутые и сжатые
Подпункт 7.7.2.3. Изложить в новой редакции:
«7.7.2.3 Если центр тяжести эффективного поперечного сечения не совпадает с центром тяжести полного сечения, то следует учитывать момент от смещения центральных осей x-x и y-y относительно положения оси действия силы (см. рисунок 7.15).»
Рисунок 7.15 — Эффективное поперечное сечение при сжатии
Дополнительные моменты \Delta M_{x} и \Delta M_{y} от смещения центральных осей определяют по формулам:
\Delta M_{x} = N \cdot \Delta y , (7.70)
\Delta M_{y} = N \cdot \Delta x , (7.71)
где \Delta y и \Delta x — смещение центральных осей x-x и y-y относительно осевых усилий.
Допускается не учитывать эксцентриситет в следующих случаях:
- если эксцентриситет менее 1,5% размера сечения в направлении эксцентриситета;
- если учет эксцентриситета приводит к более благоприятному результату при определении напряжений.».
Подпункт 7.7.2.4. Первый абзац. Изложить в новой редакции:
«7.7.2.4 Расчет на прочность сечений в местах крепления растянутых элементов из одиночных уголков, прикрепляемых одной полкой болтами или другими нагельными креплениями, и одиночного растянутого уголка с пределом текучести до 380 Н/мм2, прикрепляемого одной полкой болтами, поставленными в один ряд по оси, расположенной на расстоянии не менее 0,5b (b — ширина полки уголка) от обушка уголка и не менее 1,2d (d — диаметр отверстия для болта с учетом положительного допуска) от пера уголка, следует выполнять по формуле».
Экспликация к формуле (7.72). Пояснение к обозначениям \alpha_{1} , \alpha_{2} , \beta . Заменить ссылку: «СП 16.13330.2011 (таблица 6).» на «СП 16.13330.2017 (таблица 6).».
Дополнить пояснением к обозначению \gamma_{u} в следующей редакции:
« \gamma_{u} — коэффициент надежности, в расчетах по временному сопротивлению \gamma_{u} = 1,3 .».
Подпункт 7.7.2.5. Заменить слова: «крутильную и изгибно-крутильную» на «плоскую (продольный изгиб), крутильную и изгибно-крутильную».
Подпункт 7.7.2.6. Изложить в новой редакции:
«7.7.2.6 Расчет составных сечений из уголков, швеллеров, C-образных и \Sigma - \text{образных} профилей, соединенных вплотную или через прокладки, следует выполнять как сплошностенчатых при условии, что участки между соединяющими сварными швами или центрами крайних болтов не превышают 30i — для сжатых элементов и 70i — для растянутых. При этом дополнительно ветви сжатых составных сечений следует проверять на плоскую, крутильную либо изгибно-крутильную формы потери устойчивости при центральном сжатии. При наличии в сечении ветвей дополнительных моментов \Delta M_{x(y)} , возникающих от смещения центра тяжести сечения при редукции, следует выполнять проверку ветвей на потерю устойчивости при сжатии с изгибом в соответствии с 7.7.10.3 и 7.7.10.4. Расчетную длину ветви следует принимать равной расстоянию между планками или узлами решетки.».
7.7.3 Расчет элементов при изгибе
Подпункты 7.7.3.1, 7.7.3.2. Изложить в новой редакции:
«7.7.3.1 Расчет поперечного сечения по прочности при действии изгибающего момента относительно одной из главных осей Mx(y) выполняют следующим образом:»
- если момент сопротивления эффективного сечения Wef,x(y),min менее, чем момент сопротивления полного упругого сечения Wg,x(y),min
\frac{M_{x(y)}}{W_{ef,x(y),min}R_{y}\gamma_{c}} \leq 1 ; (7.74)
- если момент сопротивления эффективного сечения Wef,x(y),min равен моменту сопротивления полного упругого сечения Wg,x(y),min
\frac{M_{x(y)}}{W_{g,x(y),min}R_{y}\gamma_{c}} \leq 1 . (7.75)
При изгибе в двух главных плоскостях
\frac{M_{x}}{W_{ef,x}R_{y}\gamma_{c}} + \frac{M_{y}}{W_{ef,y}R_{y}\gamma_{c}} \leq 1,0 , (7.76)
где Wef,x,(y) — момент сопротивления эффективного сечения относительно осей x-x или y-y, вычисленный для соответствующей точки сечения.
В формуле (7.76) необходимо учитывать знаки напряжений, вызываемых изгибающими моментами Mx и My в соответствующих точках поперечного сечения, для нахождения максимального напряжения в сечении.
Формулы (7.74) — (7.76) применимы при соблюдении следующих условий:
а) изгибающие моменты действуют только относительно главных осей поперечного сечения;
б) конструктивный элемент не подвержен свободному или стесненному кручению либо надежно раскреплен по своей длине от кручения и влияния изгибно-крутящего бимомента B;
в) угол \phi между стенкой и полкой профиля более 60°.
Примечание - При действии в сечении элемента крутящего момента или изгибно-крутящего бимомента и отсутствии надежного его раскрепления от кручения расчет поперечного сечения по прочности следует выполнять в соответствии с 7.7.7.
7.7.3.2 Эффективные моменты сопротивления Wef,x,(y) при изгибе элемента в двух главных плоскостях допускается определять раздельно, т.е. на основе эффективных поперечных сечений, соответствующих изгибу только относительно той главной оси, относительно которой вычисляется момент сопротивления.
Также допускается вычислять моменты сопротивления Wef,x,(y) для одного и того же эффективного сечения, полученного с учетом фактического распределения напряжений в его элементах при сложном напряженно-деформированном состоянии.
Примечание - При расчете Wef отношение \psi = \sigma_{2}/\sigma_{1} , используемое для определения эффективных участков стенки, рекомендуется вычислять с использованием сечения, состоящего из эффективной площади сжатой полки и полной площади стенки (см. рисунок 7.16).
Рисунок 7.16 — Эффективное поперечное сечение (при \sigma_{com} = R_{y} ) для определения предельного изгибающего момента
7.7.4 Совместное действие изгиба продольной силы
Изложить в новой редакции:
«7.7.4 Совместное действие изгиба и продольной силы»
При совместном действии изгибающих моментов и продольной сжимающей силы и отсутствии поперечной силы должно выполняться следующее условие прочности:
\frac{N}{A_{ef}R_{y}\gamma_{c}} + \frac{M_{x} + \Delta M_{x}}{W_{ef,x}R_{y}\gamma_{c}} + \frac{M_{y} + \Delta M_{y}}{W_{ef,y}R_{y}\gamma_{c}} \leq 1 , (7.77)
где Aef — эффективная площадь поперечного сечения при действии центрального сжатия;
Wef,x,(y) — момент сопротивления эффективного сечения при изгибе относительно осей x-x или y-y, вычисленный для соответствующей точки сечения;
\Delta M_{,x(y)} — дополнительные изгибающие моменты от смещения центральных осей x-x и y-y при редукции относительно положения оси действия продольной силы, см. 7.7.2.3.
В формуле (7.77) необходимо учитывать знаки напряжений, вызываемых продольной силой № и изгибающими моментами Mx и My в соответствующих точках поперечного сечения, для нахождения максимального напряжения в сечении.
Если при действии сжатия с изгибом все части поперечного сечения находятся в сжатом состоянии, то моменты сопротивления Wef,x(y), как и площадь Aef, следует определять от действия центрального сжатия.
Допускается также вычислять площадь Aef и моменты сопротивления Wef,x(y) для одного и того же эффективного сечения, полученного с учетом фактического распределения напряжений в его элементах при сложном напряженно-деформированном состоянии.
Формула (7.77) применима при соблюдении следующих условий:
а) изгибающие моменты действуют только относительно главных осей поперечного сечения;
б) конструктивный элемент не подвержен свободному или стесненному кручению либо надежно раскреплен по своей длине от кручения и влияния изгибно-крутящего бимомента B;
в) угол \phi между стенкой и полкой профиля более 60°.
1 Значения N, Mx(y) и \Delta M_{(x,y)} должны приниматься для наиболее невыгодного сочетания нагрузок, вызывающего наибольшие нормальные напряжения в сечении.
2 При действии в сечении элемента крутящего момента или изгибно-крутящего бимомента и отсутствии надежного его раскрепления от кручения расчет поперечного сечения по прочности следует выполнять в соответствии с 7.7.7.».
7.7.8 Расчет на устойчивость центрально сжатых стержней
Подпункт 7.7.8.1. Изложить в новой редакции:
«7.7.8.1 Расчет на устойчивость центрально сжатых стержней сплошного сечения следует проводить по формуле»
\frac{N}{\phi A_{ef}R_{y}\gamma_{c}} \leq 1 , (7.87)
где \phi — коэффициент устойчивости при центральном сжатии для соответствующей формы потери устойчивости, зависящий от условной гибкости сжатого профиля 4-го класса.
Условную гибкость \overline{\lambda} при плоской форме потери устойчивости при центральном сжатии (продольном изгибе) вычисляют по формуле
\overline{\lambda} = \frac{l_{ef}}{(\pi \cdot i)} \sqrt{\frac{R_{y}A_{ef}}{EA_{g}}} , (7.88)
где lef — расчетная длина стержня;
i — радиус инерции полного сечения, брутто;
Aef — эффективная площадь поперечного сечения;
Ag — площадь полного поперечного сечения.
При плоской форме потери устойчивости (продольном изгибе) соответствующие значения коэффициента устойчивости при центральном сжатии \phi допускается определять по таблице Д.1 СП 16.13330.2017, в которой вместо условной гибкости принимается значение \overline{\lambda} \cdot \pi , где \overline{\lambda} определено по формуле (7.88). Тип сечения принимают в соответствии с данными таблицы 7.5.
Для элементов несимметричных сечений и сечений с одной осью симметрии следует учитывать дополнительные моменты \Delta M_{x(y)} в соответствии с 7.7.2.3, вызванные смещением центральных осей эффективного сечения при редукции (см. рисунок 7.15), а совместное действие осевой силы и момента следует принимать по 7.7.10.4.».
Подпункт 7.7.8.2. Последний абзац. Изложить в новой редакции:
«Расчет центрально сжатых стержней из условия потери устойчивости по крутильной или изгибно-крутильной форме следует выполнять в соответствии с 7.7.8.1 и 7.7.8.3 — 7.7.8.6 по формуле (7.87), где коэффициент устойчивости при центральном сжатии \phi следует определять в зависимости от условной гибкости \overline{\lambda_{T}} при крутильной или изгибно-крутильной форме потери устойчивости, определяемой по формуле (7.89).».
Подпункты 7.7.8.3 - 7.7.8.5. Изложить в новой редакции:
«7.7.8.3 Условную гибкость \overline{\lambda_{T}} при крутильной или изгибно-крутильной форме потери устойчивости вычисляют по формуле»
\overline{\lambda_{T}} = \sqrt{\frac{A_{ef}R_{y}}{N_{cr}}} , (7.89)
где Ncr = Ncr,T — для крутильной формы потери устойчивости;
Ncr = Ncr,TF — для изгибно-крутильной формы потери устойчивости.
При крутильной или изгибно-крутильной форме потери устойчивости соответствующие значения коэффициента устойчивости при центральном сжатии \phi допускается определять по таблице Д.1 СП 16.13330.2017, в которой вместо условной гибкости принимается значение \overline{\lambda} = \pi\overline{\lambda_{T}} , где \overline{\lambda_{T}} определено по формуле (7.89). Тип сечения принимают в соответствии с данными таблицы 7.5.
Кривые потери устойчивости для различных типов поперечных сечений
| Тип поперечного сечения | Потеря устойчивости относительно оси | Кривая потери устойчивости |
 | Любая | b |
 | x-x | a |
| y-y | b | |
 | Любая | b |
 или другое поперечное сечение | Любая | c |
7.7.8.4 Критическую силу Ncr,T для крутильной формы потери устойчивости в упругой стадии свободно опертого стержня вычисляют по формуле
N_{cr,T} = \frac{1}{i_{0}^{2}} (GI_{t} + \frac{\pi^{2}EI_{\omega}}{l_{T}^{2}}) ; (7.90)
i_{0}^{2} = i_{x}^{2} + i_{y}^{2} + x_{0}^{2} + y_{0}^{2} ,
It — момент инерции при свободном кручении полного сечения;
I_{\omega} — секториальный момент инерции полного сечения;
iy — радиус инерции полного сечения относительно оси y-y;
ix — радиус инерции полного сечения относительно оси x-x;
lT — расчетная длина элемента, теряющего устойчивость по крутильной форме (см. 7.7.8.6);
x0, y0 — координаты центра сдвига относительно центра тяжести полного поперечного сечения.
7.7.8.5 Для поперечных сечений, симметричных относительно оси x-x (y0 = 0), в упругой стадии критическую силу Ncr,TF для изгибно-крутильной формы потери устойчивости вычисляют по формуле
N_{cr,TF} = \frac{N_{cr,x}}{2\beta} [1 + \frac{N_{cr,T}}{N_{cr,x}} - \sqrt{(1 - \frac{N_{cr,T}}{N_{cr,x}})^{2} + 4(\frac{x_{0}}{i_{0}})2 \frac{N_{cr,T}}{N_{cr,x}}}] , (7.91)
где \beta = 1 - (\frac{x_{0}}{i_{0}})2 ;
Ncr,x — критическая сила плоской формы потери устойчивости (продольного изгиба) для полного сечения относительно оси x-x по Эйлеру, определяемая по формуле
N_{cr,x} = \frac{\pi^{2} \cdot E \cdot I_{g,x}}{l_{ef}^{2}} , (7.91а)
здесь Ig,x — момент инерции полного сечения брутто относительно оси x-x;
lef — расчетная длина стержня.
Для сечений с двумя осями симметрии (y0 = x0 = 0) критическую силу Ncr,TF для изгибно-крутильной формы потери устойчивости упругой стадии вычисляют по формуле
Подпункты 7.7.8.7, 7.7.8.8. Изложить в новой редакции:
«7.7.8.7 Расчет составных сечений из уголков, швеллеров, C-образных и \Sigma - \text{образных} профилей, соединенных вплотную или через прокладки, следует выполнять как сплошностенчатых при условии, что участки между соединяющими сварными швами или центрами крайних болтов не превышают 30i — для сжатых элементов и 70i — для растянутых. При этом дополнительно ветви сжатых составных сечений следует проверять на плоскую, крутильную либо изгибно-крутильную формы потери устойчивости при центральном сжатии. При наличии в сечении ветвей дополнительных моментов \Delta M_{x(y)} , возникающих от смещения центра тяжести сечения при редукции, следует выполнять проверку ветвей на потерю устойчивости при сжатии с изгибом в соответствии с 7.7.10.3 и 7.7.10.4. Расчетную длину ветви следует принимать равной расстоянию между планками или узлами решетки.»
7.7.8.8 Условная гибкость ветвей \overline{\lambda} , определяемая в соответствии с 7.7.8.1, на участках между узлами раскрепления решетками должна быть не более 0,73 (что эквивалентно значению условной гибкости 2,3 по положениям СП 16.13330) и не должна превышать условную приведенную гибкость стержня в целом.».
7.7.9 Общая устойчивость изгибаемых балок
Подпункт 7.7.9.1. Изложить в новой редакции:
«7.7.9.1 Расчет на устойчивость плоской формы изгиба для балок постоянного сечения, не раскрепленных из плоскости действия изгибающего момента, следует выполнять по формуле»
\frac{M_{x}}{\chi_{LT}W_{ef,x}R_{y}\gamma_{c}} \leq 1 , (7.93)
где \chi_{LT} — понижающий коэффициент при потере устойчивости плоской формы изгиба;
Wef,x — момент сопротивления эффективного поперечного сечения при изгибе относительно оси x-x, вычисленный для наиболее сжатой точки сечения.
Примечание - При определении Wef,x отверстия на конце балки учитывать не следует.».
Подпункт 7.7.9.2. Текст после формулы (7.95) и до таблицы 7.6. Изложить в новой редакции:
«здесь \alpha_{LT} — коэффициент, учитывающий начальные несовершенства, принимаемый по таблице 7.6 (при этом кривые потери устойчивости следует принимать по таблице 7.5).»
Условную гибкость при потере устойчивости плоской формы изгиба вычисляют по формуле
\overline{\lambda_{LT}} = \sqrt{\frac{W_{ef,x}R_{y}}{M_{cr}}} , (7.96)
где Mcr — критический момент потери устойчивости плоской формы изгиба в упругой стадии. Определение Mcr для сечений с двумя осями симметрии и с одной осью симметрии (при изгибе в плоскости симметрии) приведено в приложении Г. Определение Mcr для прогонов C-образного и Z-образного сечений приведено в приложении А.
Значение \chi_{LT} допускается принимать равным значению коэффициента \phi , определяемому по таблице Д.1 СП 16.13330.2017, для условной гибкости \overline{\lambda} = \pi\overline{\lambda_{LT}} и типа сечения в соответствии с данными таблицы 7.5.».
7.7.10 Устойчивость при внецентренном сжатии элементов сплошного сечения
Подпункт 7.7.10.1. Первый абзац. Изложить в новой редакции:
«7.7.10.1 При проверке на устойчивость внецентренно сжатых стержней составного сечения, ветви которых соединены друг с другом непосредственно стенками или через прокладки (рисунок 7.19), следует выполнять как расчет стержня в целом, так и отдельных его ветвей. При непрерывном соединении ветвей друг с другом по всей длине элемента выполнять проверку устойчивости отдельных ветвей не требуется.».
Подпункт 7.7.10.2. Первый абзац. Изложить в новой редакции:
«7.7.10.2 Проверку на потерю устойчивости сжато-изгибаемых (внецентренно сжатых) элементов с одной или двумя осями симметрии, при условии отсутствия стесненного кручения, следует проводить в соответствии с положениями 7.7.10.3 и 7.7.10.4, которые учитывают начальные несовершенства, приведенные в 5.5. Проверку проводят с учетом соответствующих расчетных длин элементов.»
Подпункт 7.7.10.3. Формулы (7.99), (7.100) и экспликация к ним. Изложить в новой редакции:
\frac{N}{\phi_{x}A_{ef}R_{y}\gamma_{c}} + k_{xx} \frac{M_{x} + \Delta M_{x}}{\chi_{LT}W_{ef,x}R_{y}\gamma_{c}} + k_{xy} \frac{M_{y} + \Delta M_{y}}{W_{ef,y}R_{y}\gamma_{c}} \leq 1 ; (7.99)
\frac{N}{\phi_{y}A_{ef}R_{y}\gamma_{c}} + k_{yx} \frac{M_{x} + \Delta M_{x}}{\chi_{LT}W_{ef,x}R_{y}\gamma_{c}} + k_{yy} \frac{M_{y} + \Delta M_{y}}{W_{ef,y}R_{y}\gamma_{c}} \leq 1 , (7.100)
где N, Mx и My — расчетные значения сжимающей силы и максимальных моментов относительно осей x-x и y-y соответственно;
\Delta M_{x} , \Delta M_{y} — дополнительные изгибающие моменты от смещения центральных осей x-x и y-y при редукции относительно положения оси действия продольной силы, см. 7.7.2.3;
Wef,x(y) — момент сопротивления эффективного сечения относительно оси x-x или y-y, вычисленный для наиболее сжатой точки сечения;
\phi_{x} и \phi_{y} — понижающие коэффициенты при плоской форме потери устойчивости при центральном сжатии;
\chi_{LT} — понижающий коэффициент при проверке устойчивости плоской формы изгиба, см. 7.7.9. Для элементов, не чувствительных к деформациям кручения, \chi_{LT} = 1,0 ;
kxx, kxy, kyx, kyy — коэффициенты взаимодействия (см. приложение В).».
Подпункты 7.7.10.4, 7.7.10.5. Изложить в новой редакции:
«7.7.10.4 Допускается для проверки устойчивости сжато-изгибаемых элементов использовать упрощенную формулу»
(\frac{N}{\phi A_{ef}R_{y}\gamma_{c}})^{0,8} + (\frac{M_{x} + \Delta M_{x}}{\chi_{LT}W_{ef,x}R_{y}\gamma_{c}})^{0,8} \leq 1,0 , (7.101)
где \phi — коэффициент устойчивости при центральном сжатии, принимаемый по наименьшему из значений, соответствующих плоской, крутильной или изгибно-крутильной форме потери устойчивости, см. 7.7.8.1 — 7.7.8.6.
7.7.10.5 В формулах (7.99) — (7.101) допускается определять эффективные геометрические характеристики раздельно (от действия соответствующего им силового фактора). Если при действии сжатия с изгибом все части поперечного сечения находятся в сжатом состоянии, то моменты сопротивления Wef,x(y), как и площадь Aef, следует определять от действия центрального сжатия.
Допускается также вычислять площадь Aef и моменты сопротивления Wef,x(y) для одного и того же эффективного сечения, полученного с учетом фактического распределения напряжений в его элементах при сложном напряженно-деформированном состоянии.».
7.7.11 Расчет центрально сжатых и растянутых элементов сквозного сечения
Подпункт 7.7.11.2. Заменить ссылку: «СП 16.13330.2011» на «СП 16.13330.2017».
Подпункт 7.7.11.7. Заменить ссылку: «СП 16.13330.2011 (приложение Д.1)» на «СП 16.13330.2017 (таблица Д.1)».
Подпункт 7.7.11.8. Заменить ссылку: «СП 16.13330.2011» на «СП 16.13330.2017».
Изложить раздел в новой редакции:
10.1 Расчет несущей способности элементов в соединениях на метизах
10.1.1 В соединениях конструкций из тонкостенных гнутых профилей используют следующие типы соединений:
- на болтах нормальной точности с шайбами под головкой винта и гайкой;
- на самонарезающих винтах, установленных в предварительно просверленные отверстия диаметром на 0,5 — 0,8 мм меньше, чем диаметр стержня винта по резьбе;
- на самонарезающих, самосверлящих винтах, установленных без предварительного сверления отверстий;
- на вытяжных заклепках со стальным корпусом;
- дюбелях, установленных с помощью порохового монтажного пистолета для соединений элементов ЛСТК толщиной не менее 3 мм.
10.1.2 Несущую способность соединений на вытяжных заклепках, самонарезающих винтах и дюбелях допускается определять на основании данных, приведенных в национальных стандартах, стандартах организаций на изделия, а также на основании значений нормативной несущей способности метизов F_{\theta n} , полученных по результатам испытаний. В этом случае несущую способность одного метиза определяют по формуле
F_{\theta} = \frac{F_{\theta n}}{\gamma_{m2}} , (10.1)
где F_{\theta n} — нормативная несущая способность метиза по одному из условий работы соединения, установленная по стандарту организации-изготовителя на изделие или полученная по результатам испытаний;
\gamma_{m2} — коэффициент надежности соединения, принимаемый по 10.1.15.
10.1.3 Расчетную несущую способность вытяжных заклепок в соединениях, работающих на сдвиг, определяют из следующих условий:
- из условия смятия соединяемых элементов расчетную несущую способность одной заклепки определяют по формулам:
F_{b} = \alpha \cdot R_{un} \cdot d \cdot t/\gamma_{m2},\text{но} (10.2)
F_{b} \leq R_{un} \cdot e_{1} \cdot t/(1,2 \cdot \gamma_{m2}) , (10.3)
где \alpha — коэффициент, принимаемый по таблице 10.1;
Run — временное сопротивление стали соединяемых элементов, принимаемое по таблице 6.2;
t — толщина более тонкого из соединяемых элементов;
e1 — расстояние, приведенное на рисунке 10.1;
;
;
;
- из условия прочности соединяемых элементов на разрыв с учетом ослабления отверстиями под заклепки расчетную несущую способность заклепочного соединения определяют по формуле
F_{n} = A_{net} \cdot R_{yn}/\gamma_{m2} , (10.4)
где Anet — площадь сечения нетто наиболее тонкого соединяемого элемента;
- из условия среза тела заклепки расчетную несущую способность одной заклепки следует определять по формуле
F_{v} = F_{vn}/\gamma_{m2} , (10.5)
где Fvn — нормативная несущая способность заклепки на срез, устанавливаемая по стандарту организации-изготовителя на изделие или по результатам испытаний (см. 10.1.2).
10.1.4 Расчетную несущую способность вытяжных заклепок в соединениях, работающих на растяжение, с учетом разрыва тела заклепки Ft или с учетом возможного отрыва более тонкого соединяемого элемента Fp следует определять по результатам испытаний в соответствии с 10.1.2.
10.1.5 Расчетную несущую способность самонарезающих и самосверлящих винтов в соединениях, работающих на сдвиг, определяют из следующих условий:
- из условия смятия соединяемых элементов расчетную несущую способность одного винта Fb определяют по формуле (10.2), где d — номинальный диаметр винта;
- из условия прочности соединяемых элементов на разрыв с учетом ослабления отверстиями под самонарезающие винты расчетную несущую способность соединения Fn определяют по формуле (10.4);
- из условия среза тела винта расчетную несущую способность одного винта Fv определяют по формуле (10.5), где Fvn — несущая способность самонарезающего винта на срез, устанавливаемая по стандарту организации-изготовителя на изделие или по результатам испытаний (см. 10.1.2).
10.1.6 Расчетную несущую способность самонарезающих и самосверлящих винтов в соединениях, работающих на растяжение, определяют из следующих условий:
- из условия прочности соединяемого элемента на отрыв через пресс-шайбу расчетную несущую способность одного винта при действии статических нагрузок определяют по формуле
F_{p} = d_{w} \cdot t \cdot R_{un}/\gamma_{m2} ; (10.6)
- из условия прочности соединяемого элемента на отрыв через пресс-шайбу расчетную несущую способность одного винта при действии ветровых нагрузок в сочетании со статическими и без них определяют по формуле
F_{p} = 0,5 \cdot d_{w} \cdot t \cdot R_{un}/\gamma_{m2} , (10.7)
где dw — диаметр пресс-шайбы или головки винта;
t — толщина элемента, испытывающего вырыв через пресс-шайбу;
- из условия вырыва винта из базового элемента (основного металла) расчетную несущую способность одного винта определяют по формулам:
F_{0} = 0,45 \cdot d \cdot t_{sup} \cdot R_{un,sup}/\gamma_{m2},\text{если }t_{sup}/S<1 ; (10.8)
F_{0} = 0,65 \cdot d \cdot t_{sup} \cdot R_{un,sup}/\gamma_{m2},\text{если }t_{sup}/S \geq 1 , (10.9)
где tsup — толщина базового элемента, к которому крепится винт (основного металла);
d — номинальный диаметр винта;
Run,sup — временное сопротивление стали метиза;
- расчетную несущую способность одного самонарезающего винта из условия разрыва тела винта Ft определяют по стандарту организации-изготовителя на изделие или по результатам испытаний (см. 10.1.2).
10.1.7 В соединениях на пристреливаемых дюбелях временное сопротивление стали дюбелей при растяжении должно быть не менее 2000 МПа при твердости по Роквеллу не менее 55.
10.1.8 Расчетную несущую способность пристреливаемых дюбелей в соединениях, работающих на сдвиг, определяют из следующих условий:
- из условия смятия соединяемых элементов расчетную несущую способность одного дюбеля определяют по формуле
F_{p} = 3,2 \cdot R_{un} \cdot d \cdot t/\gamma_{m2} , (10.10)
где d — номинальный диаметр дюбеля;
t — толщина более тонкого из соединяемых элементов;
- из условия прочности соединяемых элементов на разрыв с учетом ослабления отверстиями под дюбели расчетную несущую способность соединения Fn определяют по формуле (10.4);
- из условия среза тела дюбеля расчетную несущую способность одного дюбеля Fv определяют по формуле (10.5), где Fvn — несущая способность дюбеля на срез, устанавливаемая по стандарту организации-изготовителя на изделие или по результатам испытаний (см. 10.1.2).
10.1.9 Расчетную несущую способность пристреливаемых дюбелей в соединениях, работающих на растяжение, определяют из следующих условий:
- из условия прочности соединяемого элемента на отрыв через головку дюбеля несущую способность одного дюбеля Fp определяют:
а) при действии статических нагрузок — по формуле (10.6);
б) при действии ветровых нагрузок в сочетании со статическими и без них — по формуле (10.7),
где dw — диаметр головки дюбеля;
- из условий вырыва одного дюбеля из базового элемента расчетную несущую способность F0, а также разрыва тела дюбеля Ft определяют по стандарту организации-изготовителя на изделие или по результатам испытаний (см. 10.1.2).
10.1.10 Требуемое количество дюбелей при действии на соединение силы N, проходящей через центр тяжести соединения, определяют по формулам:
где Fmin — наименьшее из значений Fb и Fv, вычисленных согласно 10.1.8;
n_{p} \geq (N/F_{min}) \cdot \alpha_{1} , (10.12)
где Fmin — минимальное из значений Fp, F0 и Ft, вычисленных согласно 10.1.9;
\alpha_{1} = 1,1 — коэффициент, учитывающий многократное воздействие нагрузки.
10.1.11 Несущую способность одноболтового соединения следует определять в зависимости от вида напряженного состояния по формулам:
где Rbs, Rbt — расчетные сопротивления одноболтовых соединений при срезе и растяжении в соответствии с СП 16.13330.2017 (таблица Г.5);
Rbp — расчетное сопротивление одноболтового соединения при смятии, принимаемое в соответствии с таблицей 10.2 (при смятии элементов из оцинкованной стали) либо СП 16.13330.2017 (таблица Г.6) (при смятии неоцинкованных фасонок и других элементов);
Ab, Abn — площадь сечения стержня болта брутто и резьбовой части нетто соответственно;
ns — число расчетных срезов одного болта;
db — наружный диаметр стержня болта;
\sum t — наименьшая суммарная толщина соединяемых элементов, смещаемых в одном направлении;
\gamma_{b} — коэффициент условия работы соединения, определяемый по СП 16.13330.2017 (таблица 41);
\gamma_{c} — коэффициент условий работы (см. таблицу 5.1).
Расчетные сопротивления смятию элементов, соединяемых болтами
| Временное сопротивление стали соединяемых элементов Run, Н/мм2 | Расчетные сопротивления Rbp, Н/мм2, смятию элементов, соединяемых болтами класса точности | |
| A | B | |
| 300 | 465 | 390 |
| 330 | 510 | 430 |
| 360 | 560 | 475 |
| 390 | 610 | 515 |
| 420 | 640 | 540 |
| 450 | 690 | 580 |
| 480 | 730 | 615 |
| 510 | 775 | 655 |
| Примечание — Значения расчетных сопротивлений, указанные в настоящей таблице, вычислены по формулам СП 16.13330.2017 (раздел 4) с округлением до 5 Н/мм2. | ||
10.1.12 При действии на болтовое соединение силы N, проходящей через центр тяжести соединения, распределение этой силы между болтами следует принимать равномерным. В этом случае количество болтов в соединении следует определять по формуле
где Fmin — минимальное из значений Fv, Fb и Ft, вычисленных согласно 10.1.11.
10.1.13 При действии на болтовое соединение момента, вызывающего сдвиг соединяемых элементов, распределение усилий на болты следует принимать пропорционально расстояниям от центра тяжести соединения до рассматриваемого болта.
Усилие в наиболее нагруженном болте Nb,max не должно превышать меньшего из значений Fv и Fb, вычисленных по 10.1.11.
10.1.14 При одновременном действии на метиз сдвига Nc и растяжения Np, при условии, что Nc и Np определены расчетом, наиболее напряженный метиз следует проверять по формуле
\sqrt{(\frac{N_{p}}{F_{t}})^{2} + (\frac{N_{c}}{F_{v}})2} \leq 1 . (10.17)
При этом дополнительно следует проверять несущую способность метиза по одновременному смятию и вырыву из-под головки метиза наиболее тонкого из соединяемых элементов по формуле
\sqrt{(\frac{N_{p}}{F_{p}})^{2} + (\frac{N_{c}}{F_{b}})2} \leq 1 . (10.18)
10.1.15 Значения коэффициента \gamma_{m2} для винтовых, заклепочных и дюбельных соединений в зависимости от характера их работы приведены в таблице 10.3.
Коэффициенты условий работы соединений на самонарезающих винтах, вытяжных заклепках и дюбелях
10.1.16 При применении соединения на самонарезающих и самосверлящих винтах, вытяжных заклепках и дюбелях должны быть соблюдены условия, приведенные в таблице 10.4.
10.1.17 Прогнозируемый срок службы метизов должен быть не менее срока службы несущих конструкций каркаса. Подтверждение срока службы осуществляется на основании опытных данных или натурных испытаний в соответствии с действующими стандартами.
10.2 Требования к расстановке метизов в соединениях
10.2.1 Минимально допустимые расстояния между метизами и от их осей до краев соединяемых элементов представлены на рисунке 10.1 и принимаются по таблице 10.5.
Рисунок 10.1 — Расположение метизов в соединении
Минимальные допустимые расстояния между метизами от их осей до краев соединяемых элементов
| Размер по рисунку 10.1 | Тип метиза | |||
| Заклепка 2,6 <= d <= 6,4 | Самонарезающий винт 3,0 <= d <= 8,0 | Дюбель 2,6 <= d <= 6,4 | Болт (min М6 <*>) | |
| e1 | 1,5d0 <**> | 3,0d | 4,5d | 2,0d0 (при t >= 2,0) 3,0d0 (при t <= 2,0) |
| e2 | 1,5d0 | 1,5d | 4,5d | 1,5d0 |
| p1 | 3,0d0 | 3,0d | 4,5d | 2,5d0 |
| p2 | 3,0d0 | 3,0d | 4,5d | 2,5d0 |
| <*> По ГОСТ Р ИСО 8765. <**> d0 — диаметр отверстия под заклепку или болт. | ||||
10.2.2 Диаметр отверстий под винты должен отвечать требованиям технических регламентов изготовителя. Эти регламенты должны быть основаны на следующих критериях:
- момент закручивания должен быть более, чем момент, требуемый для нарезания резьбы в соединяемом элементе;
- момент закручивания должен быть менее, чем момент, вызывающий срез резьбы или головки метиза;
- момент закручивания должен быть менее 2/3 момента, срезающего головку метиза;
- закладная головка заклепки, а также головки самонарезающих винтов и дюбелей расположены над более тонким из соединяемых листов;
- приведенные выше правила расчета вытяжных заклепок применимы только в тех случаях, когда диаметр отверстия превышает диаметр заклепки не более чем на 0,1 мм.
10.3 Требования и правила проектирования соединений, выполненных точечной сваркой
10.3.1 Точечную сварку, выполняемую контактным методом либо методом проплавления, следует использовать для прокатного или оцинкованного проката толщиной до 4,0 мм при условии: более тонкая присоединяемая часть имеет толщину не более 3,0 мм.
10.3.2 Расчетную несущую способность сварных точек вычисляют по приведенным ниже формулам.
Несущую способность на смятие и разрыв Nc вычисляют по формулам:
\text{если }t<t_{1}<2,5t,N_{c} = 2,7 \sqrt{t} d_{s}R_{u} ; (10.19)
\text{если }t_{1} \geq 2,5t,0,7d_{s}^{2}R_{u} \leq N_{c} = 2,7 \sqrt{t} d_{s}R_{u} \leq 3,1d_{s}R_{u} , (10.20)
где t — толщина наиболее тонкого присоединяемого элемента или листа, мм;
t1 — толщина наиболее толстого присоединяемого элемента или листа;
ds — внутренний диаметр электрозаклепки, равный:
Несущую способность края элемента на вырыв Np вычисляют по формуле
Несущую способность сечения нетто Nn вычисляют по формуле
где Anet — площадь поперечного сечения нетто присоединяемого элемента;
Несущую способность на срез Ns вычисляют по формуле
N_{s} = \frac{\pi d_{s}^{2}R_{u}}{4} . (10.23)
Примечание - В соединении должны соблюдаться следующие условия:
Ns >= 1,25Nc; Ns >= 1,25Np и \sum N_{s} \geq 1,25N_{n} .
Расположение точек сварки в соединении приведены на рисунке 10.1, где 2ds <= e1 <= 6ds; 3ds <= p1 <= 8ds; e2 <= 4ds; 3ds <= p2 <= 6ds.
10.3.3 Размер ds сварной точки в реальных условиях следует проверять посредством испытаний на срез с использованием нахлесточных образцов с одиночным креплением, как показано на рисунке 10.2. Толщины соединяемых элементов образца должны быть равны реализованным в каждом конкретном случае.
Рисунок 10.2 — Образцы для испытаний на срез сварных точек
10.4 Требования к проектированию сварных соединений с угловыми швами
10.4.1 Требования настоящего подраздела следует применять при проектировании сварных соединений внахлестку, выполненных дуговой сваркой, с основным материалом толщиной не более 4,0 мм.
10.4.2 Размеры сварных швов необходимо выбирать таким образом, чтобы прочность соединения определялась толщиной присоединяемого элемента или листа, но не сварным швом. Допускается, что это требование выполняется, если сечение сварного шва не менее толщины присоединяемого элемента или листа.
10.4.3 Расчетную несущую способность углового сварного шва следует определять по СП 16.13330 в соответствии с методикой для элементов толщиной 4 мм и более.
10.4.4 Если в одном соединении используют сочетание лобовых и фланговых угловых швов, общую несущую способность сварного соединения следует определять как сумму несущих способностей лобовых и фланговых швов. При этом необходимо учитывать положение центра тяжести и соответствующее распределение усилий.
10.4.5 Угловые швы с эффективной длиной менее 8t (t — толщина более тонкого из соединяемых элементов) в расчетных соединениях не допускаются.
10.5 Дуговая точечная сварка
10.5.1 Дуговую точечную сварку следует применять только в соединениях, работающих на сдвиг, и не следует использовать для соединения элементов или листов, общая толщина \Sigma t которых превышает 4 мм.
10.5.2 Дуговая точечная сварка должна иметь внутренний диаметр ds не менее 10 мм.
10.5.3 Если толщина присоединяемого элемента или листа менее 0,7 мм, то следует использовать сварную шайбу (см. рисунок 10.3).
Рисунок 10.3 — Дуговая точечная сварка со сварной шайбой
10.5.4 Минимальные расстояния emin от центра круглой дуговой сварной точки до ближайшего края соседней сварной точки или до конца присоединяемого элемента вдоль срезающего усилия вычисляют по формулам:
e_{min} = 1,8 \cdot \frac{N_{s}}{tR_{u}} \text{при} \frac{R_{un}}{R_{yn}} <1,15 ; (10.24)
e_{min} = 2,1 \cdot \frac{N_{s}}{tR_{u}} \text{при} \frac{R_{un}}{R_{yn}} \geq 1,15 . (10.25)
10.5.5 Минимальное расстояние от центра круглой сварной точки до края в любом направлении усилия присоединяемого элемента должно быть не менее 1,5dw, где dw — видимый диаметр сварной точки (см. рисунок 10.4).
10.5.6 Минимальное расстояние в свету между овальной сварной точкой и краем листа в любом направлении усилия должно быть не менее 1,0dw.
Рисунок 10.4 — Точечная дуговая сварка
10.5.7 Расчетную несущую способность на срез Nw круглой сварной точки определяют по формуле
N_{w} = \frac{\pi}{4} \cdot d_{s}^{2}R_{wf} , (10.26)
где Rwf — расчетное сопротивление по материалу сварной точки;
ds — внутренний диаметр сварной точки, вычисляемый по формуле
d_{s} = 0,7d_{w} - 1,5 \sum t,\text{но }d_{s} \geq 0,55d_{w} , (10.27)
где dw — видимый диаметр дуговой сварной точки (см. рисунок 10.4).
Nw не должно превышать значений, определяемых из следующих условий:
\text{если} \frac{d_{p}}{\sum t} \leq 18 \cdot (\frac{420}{R_{u}})^{0,5},\text{то }N_{w} = 1,5d_{p} \sum t \cdot R_{u} ; (10.28)
\text{если }18 \cdot (\frac{420}{R_{u}})^{0,5}< \frac{d_{p}}{\sum t} <30 \cdot (\frac{420}{R_{u}})^{0,5},\text{то }N_{w} = 27 \cdot (\frac{420}{R_{u}})0,5 \sum t^{2} \cdot R_{u} ; (10.29)
\text{если} \frac{d_{p}}{\sum t} \geq 30 \cdot (\frac{420}{R_{u}})^{0,5},\text{то }N_{w} = 0,9d_{p} \sum t \cdot R_{u} . (10.30)
10.5.8 Расчетная несущая способность на срез Nw овальной сварной точки определяют по формуле
N_{w} = [\frac{\pi}{4} \cdot d_{s}^{2} + L_{w}d_{s}]0,625R_{uw} , (10.31)
при условии, что Nw не превышает значений, вычисляемых по формуле
N_{w} = (0,5L_{w} + 1,6d_{p}) \sum tR_{u} , (10.32)
где Lw — длина овальной сварной точки (см. рисунок 10.5).
Рисунок 10.5 — Овальная сварная точка»
12 Требования по обеспечению коррозионной стойкости
Пункт 12.11. Таблица 12.1. Изложить в новой редакции:
Минимальная толщина листов ограждающих конструкций
| Степень агрессивного воздействия среды | Минимальная толщина листов ограждающих конструкций, применяемых без защиты от коррозии лакокрасочными покрытиями, мм | |
| из стального тонколистового проката с горячими цинковыми покрытиями толщиной не менее 19 мкм (или класса не менее 275 по ГОСТ 14918) | из стали марок 10ХНДП, 10ХДП | |
| Неагрессивная | 0,5 | Определяется агрессивностью воздействия на наружную поверхность <*> |
| Слабоагрессивная | - | 0,8 |
| <*> При условии нанесения лакокрасочных покрытий на поверхность листов со стороны помещения. | ||
Пункт 12.13. Таблица 12.2. Головка. Заменить ссылку: «СП 28.13330» на «28.13330.2017».
Пункт 12.14. Заменить слова:
«с горячим цинковым покрытием 1-го класса по ГОСТ 14918 и класса 275 по ГОСТ Р 52246,» на «с горячим цинковым покрытием класса 275 по ГОСТ 14918,».
Приложение Б (обязательное) Определение эффективной ширины сжатых элементов жесткости
Изложить в новой редакции:
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОЙ ШИРИНЫ СЖАТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ЖЕСТКОСТИ
Б.1 Порядок определения эффективной ширины сжатых полок с краевыми отгибами
Б.1.1 Расчет одинарного краевого отгиба, укрепляющего полку профиля, следует вести поэтапно. На рисунке Б.1 представлено полное сечение брутто сжатой полки с теоретической шириной bp и теоретической шириной одинарного краевого отгиба bp,c.
Рисунок Б.1 — Сечение сжатой полки с краевыми условиями
Определяют основные параметры начального эффективного поперечного сечения полки с краевым элементом жесткости (см. рисунок Б.2).
Для сжатой полки bp определяют устойчивые участки be1 и be2 в соответствии с таблицей 7.2 и 7.3.1.7 в зависимости от коэффициента \rho , определяемого по формулам (7.12), (7.13) или (7.19), как для пластины, опирающейся по двум сторонам. Предполагается при этом, что элемент жестко подкрепляет пластину (K = \infty) , а уровень нормальных сжимающих напряжений в полке равен:
- при определении редукции основным методом (по формулам (7.12) — (7.13)) в формулах таблицы 7.2 принимают \sigma_{1} = R_{y} ;
- при определении редукции в сечении альтернативным методом (по формуле (7.19)) в формулах таблицы 7.2 \sigma_{1} принимают равным максимальному напряжению сжатия в пластине, соответствующему определенной итерации.
Далее рассчитывают значение cef одинарного краевого отгиба полки по формуле (7.23).
При определении редукционного коэффициента \rho краевого отгиба полки (пластинки шириной bp,c) по формулам (7.14), (7.15) или (7.20) значение коэффициента напряженного состояния k_{\sigma} определяют по формулам:
k_{\sigma} = 0,5,\text{если }b_{p,c}/b_{p} \leq 0,35 ;
.Затем определяют площадь As и момент инерции Is (относительно оси a-a) начального расчетного сечения элемента жесткости (см. рисунки 7.8 и Б.2).
Рисунок Б.2 — Первый этап. Начальное эффективное поперечное сечение сжатой полки с краевым элементом жесткости при K = \infty и нормальных напряжениях \sigma_{com} = R_{y}
Определяют критическое напряжение потери устойчивости начального расчетного сечения краевого элемента жесткости, включающего участки be2 и cef с полной толщиной t, в предположении, что краевой отгиб теряет общую устойчивость как центрально сжатый стержень (см. рисунок Б.3).
Критическое напряжение упругой потери устойчивости определяют по формуле (7.28):
\sigma_{cr,s} = \frac{2 \cdot \sqrt{K_{1}EI_{s}}}{A_{s}} ,
где K1 — жесткость упругоподатливой связи;
Is — момент инерции начального расчетного сечения краевого элемента жесткости относительно оси a-a;
As — площадь начального расчетного сечения краевого элемента жесткости из первого этапа (см. рисунки 7.8 и Б.2).
Рисунок Б.3 — Второй этап. Критические напряжения потери устойчивости \sigma_{cr,s} краевого элемента жесткости, полученного на первом этапе
Далее определяют коэффициент \chi_{d} снижения несущей способности (см. рисунок Б.4) вследствие потери устойчивости формы сечения (плоская форма потери устойчивости краевого элемента жесткости) с учетом условной гибкости \overline{\lambda_{d}} по 7.3.2.9 и формулам (7.31) — (7.33).
Рисунок Б.4 — Второй этап. Сниженная прочность \chi_{d}R_{y} для начального расчетного сечения элемента жесткости с площадью As
Третий этап не обязателен и предполагает итерационное уточнение значения \chi_{d} , при котором напряжение в элементе жесткости принимают равным \chi_{d}R_{y} и при измененных значениях \rho .
Итерацию начинают с модифицированных значений \rho , полученных согласно 7.3.1.7, но вместо \overline{\lambda_{p}} принимают \overline{\lambda_{p,red}} , которую определяют по формуле
\overline{\lambda_{p,red}} = \overline{\lambda_{p}} \sqrt{\chi_{d}} . (Б.1)
В формуле (Б.1) значение \overline{\lambda_{p}} принимают из первой итерации, а значение \chi_{d} — из предыдущей итерации. При этом размеры устойчивых участков сжатых пластин, примыкающих к элементу жесткости (be2 и cef), в каждой итерации уточняют исходя из полных значений bp и c, а толщина не меняется и принимается равной t (см. рисунок Б.5).
Итерации проводят до тех пор, пока не станут выполняться следующие условия: \chi_{d,n} \approx \chi_{d,(n - 1)} , но \chi_{d,n} \leq \chi_{d,(n - 1)} .
Рисунок Б.5 — Третий этап. Сниженная прочность \chi_{d,n}R_{y} для уточненного расчетного сечения элемента жесткости с площадью As,n в итерации n
Определяют эффективную площадь элемента жесткости.
Эффективную площадь краевого элемента жесткости (см. рисунок Б.6) вычисляют по 7.3.2.10 и формуле (7.34).
При определении геометрических характеристик эффективного поперечного сечения эффективную площадь As,red определяют с учетом уменьшенной толщины tred для всех элементов, включенных в As. Значение tred вычисляют по 7.3.2.11 и формулам (7.34а) — (7.34в).
Рисунок Б.6 — Четвертый этап. Окончательное эффективное поперечное сечение сжатой полки с краевым элементом жесткости
Б.2 Порядок определения эффективной ширины сжатых пластин с промежуточными элементами жесткости
Б.2.1 Расчет промежуточного элемента жесткости, подкрепляющего сжатую пластину, следует вести поэтапно.
Определяют начальное эффективное поперечное сечение пластины с промежуточным элементом жесткости (см. рисунок Б.7). В соответствии с таблицей 7.2 и 7.3.1.7 определяют значения b1,e1, b1,e2 и b2,e1, b2,e2 в зависимости от коэффициента \rho , определяемого по формулам (7.12), (7.13) или (7.19). Предполагают при этом, что элемент жестко подкрепляет пластину (K = \infty) , а уровень нормальных сжимающих напряжений в пластине равен:
- при определении редукции основным методом (по формулам (7.12), (7.13)) в формулах таблицы 7.2 принимают \sigma_{1} = R_{y} ;
- при определении редукции в сечении альтернативным методом (по формуле (7.19)) в формулах таблицы 7.2 \sigma_{1} принимают равным максимальному напряжению сжатия в пластинке, соответствующему определенной итерации.
Далее определяют площадь As и момент инерции Is (относительно оси a-a) начального расчетного сечения промежуточного элемента жесткости (см. рисунки 7.9 и Б.7).
Рисунок Б.7 — Первый этап. Начальное эффективное поперечное сечение сжатой пластины с промежуточным элементом жесткости при K = \infty и нормальных напряжениях \sigma_{com} = R_{y}
Определяют критическое напряжение потери устойчивости начального расчетного сечения промежуточного элемента жесткости, включающего участки b1,e2, b2,e1 и bs полной толщиной t (см. рисунок Б.8), в предположении, что элемент жесткости теряет общую устойчивость как центрально сжатый стержень.
Критическое напряжение упругой потери устойчивости определяют по 7.3.3.5 и формуле (7.36).
Рисунок Б.8 — Второй этап. Критические напряжения потери устойчивости \sigma_{cr,s} промежуточного элемента жесткости, полученного на первом этапе
Далее определяют коэффициент \chi_{d} снижения несущей способности (см. рисунок Б.9) вследствие потери устойчивости формы сечения (плоская форма потери устойчивости промежуточного элемента жесткости) с учетом условной гибкости \overline{\lambda_{d}} по 7.3.2.9 и формулам (7.31) — (7.33).
Рисунок Б.9 — Второй этап. Сниженная прочность \chi_{d}R_{y} для начального расчетного сечения элемента жесткости площадью As
Третий этап не обязателен и предполагает итерационное уточнение значения \chi_{d} , при котором напряжение в элементе жесткости принимают равным \chi_{d}R_{y} и при измененных значениях \rho .
Итерацию начинают с модифицированных значений \rho , полученных согласно 7.3.1.7, но вместо \overline{\lambda_{p}} принимают \overline{\lambda_{p,red}} , которую определяют по формуле (Б.1).
В формуле (Б.1) значение \overline{\lambda_{p}} принимают из первой итерации, а значение \chi_{d} — из предыдущей итерации. При этом размеры устойчивых участков сжатых пластин, примыкающих к элементу жесткости (b1,e2 и b2,e1), в каждой итерации уточняют исходя из полных значений bp1 и bp2, а толщина не меняется и принимается равной t (см. рисунок Б.10).
Итерации проводят до тех пор, пока не станут выполняться следующие условия: \chi_{d,n} \approx \chi_{d,(n - 1)} , но \chi_{d,n} \leq \chi_{d,(n - 1)} .
Рисунок Б.10 — Третий этап. Сниженная прочность \chi_{d,n}R_{y} для уточненного расчетного сечения элемента жесткости с площадью As,n в итерации n
Определяют эффективную площадь элемента жесткости.
Эффективную площадь промежуточного элемента жесткости (см. рисунок Б.11) вычисляют по 7.3.2.10 и формуле (7.34).
При определении геометрических характеристик эффективного поперечного сечения эффективную площадь As,red определяют с учетом уменьшенной толщины tred для всех элементов, включенных в As. Значение tred вычисляют по 7.3.2.11 и формулам (7.34а) — (7.34в).
Рисунок Б.11 — Четвертый этап. Окончательное эффективное поперечное сечение сжатой пластины с промежуточным элементом жесткости
Приложение В (справочное) Коэффициенты взаимодействия kij в формулах взаимодействия для сечений, подверженных деформациям кручения
Изложить в новой редакции:
КОЭФФИЦИЕНТЫ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ kij, УЧИТЫВАЮЩИЕ СОВМЕСТНОЕ ДЕЙСТВИЕ УСИЛИЙ
Коэффициенты взаимодействия kij
Коэффициент Cm,i,0 перехода к эквивалентной прямоугольной эпюре моментов в таблице В.1
Коэффициенты взаимодействия kij для сечений, не чувствительных к деформациям кручения
Коэффициенты взаимодействия kij для сечений, чувствительных к деформациям кручения
Коэффициенты Cm перехода к эквивалентной прямоугольной эпюре моментов в таблицах В.3 и В.4
Максимальные значения коэффициентов взаимодействия
| Коэффициент взаимодействия | Класс сечения 4 |
|---|---|
| kxx | 1,6Cmx |
| kxy | 1,6Cmy |
| kyx | 1,0 |
| kyy | 1,6Cmy |
Определение критического момента потери устойчивости плоской формы изгиба в упругой стадии
Первый абзац, формула (Г.1) и экспликация к ней. Изложить в новой редакции:
«Для сечений, у которых плоскость действия момента совпадает с плоскостью симметрии, критический момент потери устойчивости плоской формы изгиба в упругой стадии, в зависимости от расчетной схемы и схемы действия нагрузок, в общем виде вычисляют по формуле»
M_{cr} = C_{1} \frac{\pi^{2}EI_{g,y}}{(k_{y}L)^{2}} \{[(\frac{k_{y}}{k_{w}})2 \frac{I_{\omega}}{I_{g,y}} + \frac{(k_{y}L)^{2}GI_{t}}{\pi^{2}EI_{g,y}} + (C_{2}y_{g} - C_{3}y_{j})^{2}]^{0,5} - (C_{2}y_{g} - C_{3}y_{j})\}, (Г.1)
где It — момент инерции при свободном кручении полного сечения;
I_{\omega} — секториальный момент инерции полного сечения;
Ig,y — момент инерции полного сечения из плоскости действия изгибающего момента;
L — нераскрепленная длина балки;
C1, C2, C3 — коэффициенты, зависящие от формы приложения нагрузки и условий закреплений балок на шарнирных опорах, представленные в таблицах Г.1 и Г.2, другие варианты закреплений могут быть представлены с помощью коэффициентов ky и kw;
ky, kw — коэффициенты расчетной длины, зависящие от условий закрепления торцевых сечений; ky зависит от поворота торцевых сечений относительно более слабой оси y-y, а коэффициент kw характеризует ограничение депланаций сечения. Коэффициенты устанавливают в пределах от 0,5 при ограниченных деформациях до 1,0 при свободных деформациях. В случае свободных деформаций на одном конце балки и ограниченных на другом значение коэффициентов принимают равным 0,7. Допускается принимать значения ky = kw = 1,0;
yg = (ya — ys) — ya и ys являются y координатами точки приложения нагрузки и центра кручения. Координаты положительны, если находятся в сжатой части сечения, и отрицательны в растянутой;
yj — параметр, отражающий степень асимметрии поперечного сечения относительно оси x-x, равный нулю для сечений балок, симметричных относительно обеих осей. Параметр положителен, если при изгибе напряжения в поясе с наибольшим моментом инерции относительно оси y-y являются сжимающими:
y_{j} = 0,8\psi_{f} \frac{h_{c}}{2} ,\text{если }\psi_{f} \geq 0 ; (Г.2)
y_{j} = \psi_{f} \frac{h_{c}}{2} ,\text{если }\psi_{f}<0 , (Г.3)
где \psi_{f} = \frac{I_{fc} - I_{ft}}{I_{fc} + I_{ft}} , (Г.4)
здесь Ifc — момент инерции относительно оси y-y сжатого пояса условного эквивалентного двутавра при изгибе относительно оси x-x (см. рисунок Г.1);
Ift — момент инерции относительно оси y-y растянутого пояса условного эквивалентного двутавра при изгибе относительно оси x-x (см. рисунок Г.1);
hc — расстояние между центрами тяжести поясов условного эквивалентного двутавра (см. рисунок Г.1);
Рисунок Г.1 — Условное представление сечения с одной осью симметрии в виде двутавра для определения параметра yj
Таблица Г.1. Примечание. Заменить равенство: «C2xg = 0» на «C2yg = 0».