Рекомендации по учету влияния дефектов и повреждений на эксплуатационную пригодность стальных конструкций производственных зданий

РЕКОМЕНДАЦИИ ПО УЧЕТУ ВЛИЯНИЯ ДЕФЕКТОВ И ПОВРЕЖДЕНИЙ НА ЭКСПЛУАТАЦИОННУЮ ПРИГОДНОСТЬ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ

Рекомендации предназначены для инженерно-технических работников проектных организаций, вузов, НИИ и содержат указания по расчету и оценке эксплуатационной пригодности стальных конструкций производственных зданий с учетом влияния дефектов и повреждений.

Рекомендации разработаны в Липецком комплексном отделе ЦНИИпроектстальконструкция им. Мельникова совместно с Липецким политехническим институтом под руководством канд. техн. наук Горева В.В., инженерами Порядиным И.В., Бабкиным В.И., Дмитриевым О.Н., Огневым В.Г. при участии инж. Зверева В.В. и кандидатов техн. наук Косых С.Н., Скляднева А.И. Раздел 5 составлен канд. техн. наук Баско Е.М. (ЦНИИПСК) с участием кандидатов техн. наук Беляева Б.Ф., Васютина А.Н., Демыгина Н.Е., Филиппова В.В. (ЯГУ).

При составлении Рекомендаций использовались результаты исследований Ленинградского ИСИ, Шахтинского филиала Новочеркасского ПИ, Днепропетровского ИСИ, МИСИ им. Куйбышева (научные руководители: канд. техн. наук, доц. Белый Г.И., докт. техн. наук, проф. Евстратов А.А., докт. техн. наук, проф. Сильвестров А.В., канд. техн. наук Коряков А.С.), ОСДП и ЛНМ ЦНИИПСК им. Мельникова, а также материалы ЦНИИСК им. Кучеренко, Челябинского ПИ, Новосибирского ИСИ и Казахского отделения ЦНИИПСК им. Мельникова. Замечания и предложения направлять по адресу: 117393, Москва, ул. Арх. Власова, 49.

1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

1.1. Настоящие Рекомендации предназначены для расчета эксплуатируемых стальных конструкций, имеющих несовершенства (дефекты или повреждения). Расчет выполняется с целью оценки:

• возможности дальнейшей эксплуатации конструкций без каких-либо ограничений;
• возможности ограниченной эксплуатации конструкций до плановых ремонтно-восстановительных работ;
• необходимости немедленного прекращения эксплуатации для ликвидации аварийной ситуации.

Под несовершенством понимается какое-либо неблагоприятное отклонение конструктивной формы, свойств материала, геометрических размеров и т.д. от требований проектной или нормативной документации, появившееся на стадии производства (проектирование, изготовление, транспортировка и монтаж) или эксплуатации. Если замеренная величина отклонения не превышает нормированной величины допуска на изготовление, монтаж или эксплуатацию, расчет конструкции производится по действующим нормам проектирования, без учета требований настоящих Рекомендаций.

1.2. При оценке технического состояния на основе расчета конструкций с дефектами или повреждениями необходимо учитывать резервы несущей способности за счет уточнения расчетной схемы, свойств материала, нагрузок и т.п. Исходным материалом для выполнения поверочных расчетов конструкций с дефектами или повреждениями и составления заключения о возможности (невозможности) их дальнейшей эксплуатации без специальных технических мероприятий являются результаты натурных обследований, выполненных в соответствии с «Рекомендациями по проведению обследований стальных конструкций промышленных зданий», разработанных институтами ЦНИИпроектстальконструкция им. Н.П. Мельникова и МИСИ им. В.В. Куйбышева.

1.3. При выполнении поверочных расчетов конструкций с дефектами или повреждениями коэффициенты надежности по назначению и коэффициенты условий работы принимаются в соответствии с действующими нормативными документами на проектирование конструкций для нового строительства (кроме специально оговоренных случаев). В Рекомендациях сохранены без изменения условные буквенные обозначения основных физических величин, принятые в главе СНиП II-23-81.

2. ПРОВЕРКА ПРОЧНОСТИ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ С ДЕФЕКТАМИ ИЛИ ПОВРЕЖДЕНИЯМИ

R_{y}/\gamma_{u}

2.1. Расчет на прочность элементов стальных конструкций, имеющих дефекты или повреждения, уменьшающие рабочую площадь сечения (вырез, прожог, истирание и др.), кроме указанных в п. 2.2, следует выполнять по рекомендациям СНиП II-23-81, при этом геометрические характеристики должны определяться по ослабленному сечению. Если расчетное сопротивление по пределу текучести Ry меньше отношения , расчет следует проводить, пользуясь расчетным сопротивлением стали по временному сопротивлению.

2.2. Расчет на прочность растянутых элементов стальных конструкций, ослабленных отверстиями, следует производить по формуле

N/(\alpha A) \leq R_{y}\gamma_{c}, (1)

\gamma_{c}

\alpha = \frac{A_{\text{п}}}{A} где — коэффициент условий работы;

• коэффициент ослабления (здесь An — площадь сечения нетто в месте ослабления; A — площадь сечения брутто);

N — усилие в элементе. \gamma_{c} = 1/\alpha \alpha \geq 0,85 0,75 \leq \alpha<0,85 \gamma_{c}

Коэффициент условий работы при следует принимать равным 1,18. \gamma_{c} При расчет производится без учета ослабления, т.е. .

Для сталей с Ru/Ry < 1,39 значения коэффициента условий работы не должны превышать величины 0,845Ru/Ry.

2.3. Учет влияния коррозионных повреждений следует производить уменьшением расчетной площади поперечного сечения (с учетом требований пп. 2.4 и 5.3). При равномерном коррозионном повреждении элементов в пределах обследуемого участка (цеха) расчетную площадь поперечного сечения допускается определять по формуле

A_{ef} = (1 - k_{s}\Delta^{*})A, (2)

где A — площадь поперечного сечения элемента, без учета коррозионных повреждений;

ks — коэффициент слитности сечения, равный отношению периметра, контактирующего со средой, к площади поперечного сечения, I/мм; приближенно величину коэффициента ks можно принимать равной: для уголков — 2/t, для замкнутых профилей 1/t, для швеллеров и двутавров — 4(t + d), здесь t и d — толщины полки и стенки соответственно. Расчетный момент сопротивления для проверки прочности изгибаемых элементов допускается определять по формуле:

W_{ef} = (1 - \Delta^{*}\psi_{\text{к}})W, (3)

\psi_{\text{к}} где W — момент сопротивления сечения без учета коррозионных повреждений;

• коэффициент, характе \psi_{\text{к}} ризующий изменение момента сопротивления вследствие коррозионного износа.

Значения коэффициентов для неко \Delta^{*} торых типоразмеров прокатных профилей приведены в табл. П.1.

\Delta^{*} = \Delta Величина проникновения коррозии в формулах (2), (3) принимается

\Delta^{*} = \Delta/2 — при односторонней коррозии для замкнутых профилей;

• п \Delta ри двухсторонней коррозии открытых профилей (двутавров, швеллеров, уголков и т.п.),

где — утонение элемента, равное разнице между начальной и фактической толщинами элемента. \gamma_{d}

2.4. Для элементов с начальной или остаточной после коррозии толщиной 5 мм и менее, или, если относительный коррозионный износ превышает 25%, дополнительно к учету изменения площади поперечного сечения следует снижать расчетное сопротивление стали, умножая его на коэффициент , принимаемый в соответствии с табл. 1.

Таблица 1

\gamma_{d} Коэффициенты для элементов, имеющих коррозионные повреждения

3. ПРОВЕРКА УСТОЙЧИВОСТИ СПЛОШНОСТЕНЧАТЫХ СТЕРЖНЕЙ С ДЕФЕКТАМИ ИЛИ ПОВРЕЖДЕНИЯМИ

3.1. Сжатые сплошностенчатые элементы металлических конструкций в случае их общего искривления следует рассчитывать как внецентренно-сжатые. Отличие работы искривленных стержней от внецентренно-сжатых рекомендуется учитывать умножением приведенного относительного эксцентриситета mef (вычисленного в предположении равенства эксцентриситета величине максимальной стрелки искривления vo в ненагруженном состоянии) на поправочный коэффициент k перехода от максимальной стрелки искривления к эквивалентному эксцентриситету, определяемый по табл. П.2 или вычисляемый по формуле

k = 0,82 + 0,1 \sqrt{m_{ef}} /\overline{\lambda}, (4)

\overline{\lambda}

где — условная гибкость стержня в плоскости искривления.

Значение абсолютной стрелки искривления vo в ненагруженном состоянии определяется в соответствии с требованиями п. 3.2.

3.2 Стрелка искривления стержня в ненагруженном состоянии определяется по формуле

v_{o} = \psi_{o}v, (5)

\psi_{o} где v — полная стрелка искр (\psi_{o}>0) ивления, замеренная под нагрузкой;

• поправочный коэффициент , определяемый по табл. П.3 приложения или вычисляемый по формуле

\psi_{o} = (1 - 0,1\overline{\lambda^{2}} \frac{\sigma}{R_{y}}), (6)

\sigma = N/A

• напряжения в стержне в момент замера стрелки v;

Ry — расчетное сопротивление стали. \psi_{0} = 1

Если нагрузку на стержень в момент замера стрелки определить невозможно, следует принимать .

3.3. Расчет на устойчивость сжатых стержней из двух спаренных уголков, имеющих искривление в двух плоскостях, следует выполнять по формуле

\frac{N}{\varphi_{u,v}A} \leq R_{y}\gamma_{c}, (7)

\gamma_{c}

\varphi_{u,v} где — коэффициент условий работы, принимаемый с учетом требований п. 6.3;

• коэффициент снижения несущей способности, определяемый по табл. П.4 — П.6 приложения в зависимости от условной гибкости в плоскости симметрии сечения

\overline{\lambda_{u}} = \frac{l}{i_{u}} \sqrt[o]{\frac{R_{y}}{E}} , (8)

и условных относительных стрелок искривления в двух плоскостях

\overline{v} = \frac{v}{l_{o}} \sqrt[o]{\frac{E}{R_{y}}} . \overline{u} = \frac{u}{l_{o}} \sqrt[o]{\frac{E}{R_{y}}} ; (9)

При определении стрелок искривления в ненагружен \varphi_{u,v} ном состоянии uo и vo \varphi следует руководствоваться указаниями п. 3.2.

Не допускается принимать значения коэффициентов больше коэффициентов для центрально-сжатых стержней, приведенных в СНиП II-23-81.

3.4. Проверку устойчивости сжатых стержневых элементов, ослабленных местными дефектами или повреждениями типа вырезов, при сохранении симметрии оставшегося сечения (нетто) относительно оси, лежащей в плоскости изгиба, следует выполнять по формуле

\frac{N}{\varphi_{e}A_{n}} \leq R_{y}\gamma_{c}, (10)

\varphi_{e} где An — площадь сечения нетто в месте повреждения; \overline{\lambda}

• коэффициент снижения расчетных сопротивлений внецентренно-сжатых элементов, определяемый по СНиП II-23-81 в зависимости от приведенного относительного эксцентриситета mef и условной гибкости .

Приведенный относительный эксцентриситет следует определять в зависимости от эксцентриситета приложения внешней сжимающей силы относительно центра тяжести ослабленного сечения (с учетом смещения координат центра тяжести). Гибкость стержня должна определяться в зависимости от радиуса инерции сечения нетто и расчетной длины, вычисляемой по формуле

l_{o} = \mu\mu_{1}l, (11)

\mu где l — геометрическая длина стержня;

\mu_{1} — коэффициент расчетной длины, принимаемый по СНиП II-23-81;

• дополнительный коэффициент, учитывающий параметры дефекта и определяемый по табл. П.7 приложения.

4. ПРОВЕРКА УСТОЙЧИВОСТИ СКВОЗНЫХ СТЕРЖНЕЙ С ДЕФЕКТАМИ ИЛИ ПОВРЕЖДЕНИЯМИ

4.1. Расчет сквозных стержней с дефектами или повреждениями на устойчивость в плоскости соединительной решетки следует выполнять по общей формуле вида

\frac{N}{\varphi\varphi_{\text{в}}A} \leq R_{y}\gamma_{c}, (12)

\varphi

\varphi_{\text{в}} где — коэффициент, характеризующий устойчивость сквозного стержня в целом;

• коэффициент, учитывающий особенности работы ветвей на участках между узлами соединительной решетки. \varphi

Влияние дефектов и повреждений, присущих сквозному стержню в целом, учитывается при определении коэффициента , который принимается с учетом требований пп. 4.2, 4.7 по СНиП II-23-81:

а) при центральном сжатии — в функции от условной приведенной гибкости

\overline{\lambda_{ef}} = \lambda_{ef} \sqrt{\varphi_{\text{в}}R_{y}/E} ; (13)

\overline{\lambda_{ef}}

б) при внецентренном сжатии — в функции от условной приведенной гибкости , вычисленной по формуле (13) и относительного эксцентриситета

m = e \frac{Aa}{J} , (14)

где a — расстояние от главной оси сечения, перпендикулярной плоскости изгиба, до оси наиболее сжатой ветви. \overline{\lambda_{\text{в}}} \varphi_{\text{в}}

Влияние локальных дефектов и повреждений, изменяющих условия работы отдельных ветвей, учитывается при определении коэффициента , который следует принимать по СНиП II-23-81 в зависимости от гибкости отдельной ветви, на участке между узлами соединительной решетки в случае, если ветвь работает на центральное сжатие и в функции от условной гибкости и приведенного относительного эксцентриситета mef для ветви, работающей на сжатие с изгибом. Значения mef принимаются с учетом требований пп. 4.3 — 4.6.

4.2. Сжатые сквозные элементы стальных конструкций в случае их общего искривления в плоскости соединительной решетки следует рассчитывать по аналогии со сплошностенчатыми (см. п. 3.1). Поправочный коэффициент k к относительному эксцентриситету определяется по табл. П.8 или вычисляется по формуле

k = 0,8 + 0,25 \sqrt{m} /\overline{\lambda_{ef}}. (15)

\varphi_{\text{в}}

4.3. Проверку устойчивости сквозного стержня, имеющего местное искривление ветви или ее ослабление на участке между узлами соединительной решетки следует выполнять по формуле (12), причем коэффициент должен вычисляться с учетом требований пп. 3.1, 3.4. Д \gamma_{d} ля сквозных стержней с дефектами, уменьшающими площадь поперечного сечения ветви в расчет следует вводить геометрические характеристики сечения нетто.

4.4. Если искривление или ослабление сечения имеется на участке ветви только в пределах одной панели, расчет выполняется в соответствии с требованиями пп. 4.1 — 4.3, причем значение расчетного сопротивления в формуле (12) следует домножить на коэффициент , учитывающий местный характер повреждения, определяемый по табл. П.9 приложения или вычисляемый по формуле

\gamma_{d} = 1 + (0,0045 + 0,017k_{d}^{2})\overline{\lambda_{ef}} \sqrt[2]{\frac{\omega}{m}} , (16)

\omega где kd — коэффициент, учитывающий расположение поврежденного участка по длине сквозного стержня;

• относительное снижение несущей способности поврежденного участка ветви

\omega = \frac{N_{\text{в}}}{N_{\text{в}d}} - 1, (17)

где Nв — несущая способность неповрежденного участка ветви, как самостоятельного элемента;

Nвd — несущая способность поврежденного (дефектного) участка ветви.

Величину коэффициента kd для сквозных стержней с различным опиранием ко \gamma_{d} нцов следует находить по табл. П.10 приложения или по п. 8.3.

Значение относительного эксцентриситета m для определения коэффициента по формуле (16) принимать не менее 0,25.

4.5. Несущая способность сквозного стержня с дефектами или повреждениями раскосов оценивается проверкой устойчивости сквозного стержня в целом по рекомендациям п. 4.1 и дополнительной сверкой несущей сп \varphi_{\text{в}} особности поврежденного (дефектного) раскоса с требованиями раздела 3. \varphi_{\text{в}} В случае невыполнения условия устойчивости для поврежденного раскоса, следует считать, что он выключается из работы, и поперечная сила воспринимается ветвями, работающими на изгиб, при этом коэффициент в формуле (12) должен определяться как для сжато-изогнутого элемента. Приведенный относительный эксцентриситет для определения допускается находить в зависимости от максимального изгибающего момента в ветви Mв, вычисляемого по формуле

M_{\text{в}} = \frac{Ql_{\text{в}}}{4} , (18)

где Q — величина поперечной силы;

lв — длина ветви, принимаемая равной расстоянию между узлами соединительной решетки. \gamma_{d}

При невыполнении условий раздела 3 для раскоса (раскосов) в пределах только одной панели расчетное сопротивление стали в формуле (12) рекомендуется умножать на коэффициент , принимаемый по п. 4.4.

Не допускается эксплуатация сквозных стержней при невыполнении условий раздела 3 для раскосов, расположенных в двух и более соседних панелях. \varphi_{\text{в}}

4.6. Устойчивость сквозных стержней с дефектами изготовления в виде расцентровки раскосов следует проверять по формуле (12), при этом коэффициент должен определяться как для сжато-изогнутого элемента с учетом изгибающего момента Mв, вычисляемого по формуле

M_{\text{в}} = Qt \frac{k_{1}}{k_{2}} , (19)

где t — величина расцентровки раскосов, равная половине рас \beta = t/l стояния между соседними точками пересечения осей раскосов с осью ветви; k1 — коэффициент, учитывающий влияние степени расцентровки (l — проекция раскоса на ветвь) и принимаемый равным

k_{1} = 1 + \beta, (20)

k2 — коэффициент, учитывающий влияние жесткости примыкающих раскосов. Значение коэффициента k2 определяется по формуле

k_{2} = \frac{\sum K_{j}}{2K_{\text{в}}} , (21)

\sum K_{j}

где — сумма погонных жесткостей элементов решетки, примыкающих к узлу;

Kв — погонная жесткость ветви. \gamma_{d}

Если раскосы расцентрованы тол \beta = t/l \geq 0,1 ько в одном узле, допускается повышать расчетное сопротивление в формуле (12), умножая его на коэффициент , вычисляемый по п. 4.4.

4.7. При наличии расцентровки раскосов во всех или в большинстве узлов проверяемой ветви следует дополнительно учитывать увеличение приведенной гибкости, вычисляя ее по формуле

\lambda_{ef} = \sqrt{\lambda^{2} + \alpha_{1}\text{ж}_{1} \frac{A}{\sum A_{d}} + \text{ж}_{2}\lambda_{\text{в}}^{2}} , (22)

\frac{A}{\sum A_{d}}

\lambda_{\text{в}} где — отношение площади сечения всего стержня к суммарной площади раскосов, размещенных в пределах одной панели стержня, для граней, параллельных плоскости проверки устойчивости;

\text{ж}_{1} — \text{ж}_{2} гибкость отдельной ветви на участке между узлами соединительной решетки; \beta = t/l , — коэффициенты, определяемые для треугольной решетки в зависимости от отношения по следующим формулам

\text{ж}_{1} = 1 + 2\beta;

\text{ж}_{2} = \frac{1}{3} (\frac{\pi\beta(1 + \beta)}{1 + 2\beta})^{2}. (23)

\text{ж}_{2} \text{ж}_{1} Численные значения коэффициентов и приведены в таблице 2.

Таблица 2

\text{ж}_{2} \text{ж}_{1} Значения коэффициентов и для вычисления приведенной гибкости сквозных стержней с расцентровкой раскосов

0,463

\text{ж}_{2} Для стержней с треугольной решеткой и дополнительными распорками значение коэффициента следует увеличить в четыре раза.

5. УЧЕТ ВЛИЯНИЯ ДЕФЕКТОВ И ПОВРЕЖДЕНИЙ НА ХРУПКУЮ ПРОЧНОСТЬ ПРИ ПОНИЖЕННЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ

5.1. Расчетная проверка на хрупкую прочность выполняется при температуре эксплуатации ниже критической температуры хрупкости Tcr (табл. П.11). Центрально- и внецентренно-растянутые элементы, а также зоны растяжения изгибаемых элементов, имеющие конструктивно-технологические дефекты в виде форм пониженной хладостойкости (табл. П.12), рассчитываются по указаниям пп. 5.2 — 5.3. Элементы, имеющие несплошности в виде трещиноподобных дефектов типа подрезов, непроваров, шлаковых включений, несплавлений и т.д. (см. табл. П.13), размеры которых превышают установленные в главе СНиП III-18-75, рассчитываются по указанию пп. 5.4 — 5.10.

5.2. Для конструктивных элементов пониженной хладостойкости проверку на прочность с учетом сопротивления хрупкому разрушению следует выполнять по формуле

\sigma_{max} \leq \beta R_{u}/\gamma_{u}, (24)

\sigma_{max}

\beta где — наибольшее растягивающее напряжение в расчетном сечении элемента, определяемое по сечению нетто без учета коэффициента динамичности;

• коэффициент, учитыв \beta \leq 1 ающий изменение прочностных характеристик стал [\beta] = R_{y}/R_{u} и при пониженных температурах. Величину коэффициента (но не меньше предельно допустимого значения ) рекомендуется определять по формуле

\beta = exp[2\psi(T_{min} - T_{cr})], (25)

\psi где Tmin — расчетная минимальная температура эксплуатации (в °C) для неотапливаемых зданий и для сооружений, эксплуатируемых на открытом воздухе, принимается в соответствии со СНиП II-А.6-72 как средняя температура наиболее холодной пятидневки; в других случаях расчетная минимальная температура эксплуатации определяется по результатам натурных измерений в соответствии с рекомендациями по обследованию металлоконструкций производственных зданий;

• коэффициент температурной зависимости, принимаемый равным 0,005 1/°C для стали марки ВСт3кп и ВСт3пс;

0,0044 1/°C для стали марки ВСт3сп, 0,0028 1/°C для низколе \beta гированных сталей марок 10Г2С1, 09Г2С, 14Г2. [\beta]

Если условие (24) не выполняется или значение коэффициента , вычисляемое по формуле (25), оказывается меньше предельно допускаемой величины , дальнейшая эксплуатация конструкций недопустима без \Delta T_{K} специального усиления элементов с низкой хладостойкостью.

5.3. Для конструкций, имеющих коррозионный износ и эксплуатируемых в агрессивных средах, значение критической температуры Tcr, определенное по табл. П.11, следует увеличить на величину смещения , принимаемую по таблице 3 в зависимости от марки стали.

Таблица 3

Смещение критической температуры хрупкости для элементов с коррозионными повреждениями

Дальнейший расчет проводится по указаниям п. 5.2.

5.4. При обнаружении несплошностей в виде трещиноподобных дефектов, указанных в п. 5.1, наибольший линейный размер которых a превышает 0,1b, где b — линейный размер элемента в направлении, перпендикулярном линии действия растягивающих усилий, или a > 50 мм производится ремонт или замена поврежденного элемента.

Если a < 0,1b и менее 50 мм, работоспособность конструктивного элемента и возможность его дальнейшей эксплуатации до выполнения ремонтно-восстановительных работ устанавливается на основании расчетной оценки несущей способности с учетом размеров дефектов в соответствии с пп. 5.5 — 5.10. При этом осви \gamma_{\text{т}} детельствование элементов металлоконструкций с обнаруженными в них трещиноподобными дефектами указанных размеров необходимо производить не реже одного раза в шесть месяцев.

5.5. Расчетная оценка несущей способности выполняется с использованием в качестве критериев прочности критических коэффициентов интенсивности напряжений Kc с учетом температур эксплуатации Tmin и критических температур хрупкости Tcr. Надежность расчетов обеспечивается введением запасов по материалу , по критической температуре хрупкости Tcr, по расчетной минимальной температуре Tmin и по расчетному размеру трещины a0.

5.6. При температурах T_min < Tcr и в случае, если несущая способность сечения, проверенная в соответствии с п. 2.1, обеспечивается, расчетная оценка статической прочности проводится с учетом сопротивления хрупкому разрушению по условию:

K_{1} \leq K_{c}/\gamma_{\text{т}}, (26)

\gamma_{\text{т}} = 1,5

где — коэффициент надежности по трещиностойкости материала;

K₁ - коэффициент интенсивности напряжений в расчетном сечении; Kc — предельное значение коэффициента интенсивности напряжений при температуре T*, принимаемое по табл. П.14.

T^{*} = T_{min} - \Delta T, (27)

\Delta T

где — температурный запас вязкости, принимаемый равным 20 °C.

При температурах эксплуатации T_min >= Tcr статическая прочность растянутых элементов проверяется по п. 2.1 настоящих рекомендаций.

5.7 Значения коэффициентов интенсивности напряжений в расчетных сечениях вычисляются по формуле:

K_{1} = M_{\text{т}}\sigma_{max} \sqrt{\pi \cdot a_{ef}} , (28)

где aef — эффективный размер трещиноподобного дефекта с учетом поправки на пластичность;

Mт — функция конструктивной формы, вида и относительных размеров дефекта (см. п. 5.9).

5.8. Эффективный размер трещины определяется с учетом относительного уровня растягивающих напряжений и локальной пластической деформации у вершины трещины по следующей формуле

a_{ef} = a_{0}\varphi_{\text{т}}, (29)

\varphi_{\text{т}} где a0 = 1,1a — расчетный размер трещиноподобного дефекта (здесь a — размер, определенный при обследовании);

• поправочный коэффициент, определяемый по табл. П.15 или вычисляемый по формуле

\varphi_{\text{т}} = (\frac{2R_{y}\alpha}{\pi\sigma_{max}})^{2} \cdot ln(sec^{2} \frac{\pi\sigma_{max}}{2R_{u}\alpha}). (30)

\alpha

Величина коэффициента определяется в соответствии в табл. П.13.

5.9. Значения Mт для расчетных схем, приведенных в табл. П.13, определяют \xi = 2a_{0}/b ся по табл. П.16 или вычисляются по следующим формулам

а) для растянутых элементов с центральной сквозной трещиной длиной 2a0 и

M_{\text{т}} = 1 + 0,129\xi - 0,288\xi^{2} + 1,53\xi^{2}; (31)

\xi = a_{0}/b

б) для растянутого элемента с одной боковой трещиной длиной a0 и

M_{\text{т}} = 1,124 - 0,236\xi + 10,565\xi^{2} - 21,74\xi^{3} + 30,42\xi^{4}; (32)

\xi = 2a_{0}/t 2a_{0} \times 2c

в) для внутренних трещиноподобных дефектов с размерами и

M_{\text{т}} = \frac{8\text{с}^{2}}{\pi(3\text{с}^{2} + a^{2})} \cdot \psi_{\text{т}}, (33)

где

\psi_{\text{т}} = \sqrt{\frac{2}{\pi\xi} tg \frac{\pi\xi}{2}} . (34)

5.10. При несоблюдении условия (26) дальнейшая эксплуатация конструкций без ремонта дефектных мест не допускается.

6. ОСОБЕННОСТИ УЧЕТА ВЛИЯНИЯ ДЕФЕКТОВ И ПОВРЕЖДЕНИЙ СТРОПИЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

\varphi_{u,v} \mu = 0,8 \gamma_{c}

6.1. Учет влияния общих искривлений сжатых стержней в плоскости стропильных ферм следует выполнять по п. 3.1, принимая коэффициент приведения расчетной длины в соответствии с рекомендациями СНиП II-23-81. В случае пространственных искривлений сжатых стержней ферм из парных уголков, их несущую способность можно приближенно оценить с помощью табл. П.17. Если величины искривлений указанных стержней превышают значения, приведенные в табл. П.17, следует выполнить проверочный расчет в соответствии с требованиями п. 3.3, при этом коэффициент принять равным 1. Для пространственно искривленных элементов решетки ферм, кроме раскосов и опорных стоек, следует учитывать их упругое защемление в поясах, принимая коэффициент приведения расчетной длины . Значения коэффициентов при этом следует определять по табл. П.5.

6.2. Искривления растянутых стержней поясов и решетки ферм не снижают несущей способности этих стержней. Исключения составляют случаи, когда возможно хрупкое разрушение (например, при использовании кипящих сталей в сооружениях, эксплуатирующихся при низких температурах); несущая способность снижается примерно на 10% при прогибе 1/750 длины стержня и особенно резко при прогибе более 1/400 длины.

6.3. При наличии дефектов изготовления (расцентровка раскосов, расцентровка в стыке пояса) расчет на устойчивость сжатых элементов стропильной фермы следует выполнять как расчет внецентренно-сжатых элементов. Эксцентриситет e приложения нагрузки рекомендуется определять в зависимости от узлового момента M по следующей формуле

e = \frac{M}{N_{1}} \cdot \frac{k_{1}}{\sum k_{j}} , (35)

где N1 — продольное усилие в проверяемом элементе фермы;

\sum k_{j} k1 — погонная жесткость проверяемого элемента;

• суммарная погонная жесткость всех сходящихся в узел элементов фермы, включая проверяемый.

6.4. В случае внеузлового опирания конструкций покрытия изгибающий момент и продольную силу для проверки устойчивости сжато-изогнутого верхнего пояса следует определять из расчета фермы как многократно статически неопределимой системы с жесткими узлами и действительными значениями изгибных жесткостей стержней. Кроме того, должны быть проверены на внецентренное сжатие или растяжение элементы решетки, примыкающие к рассматриваемому узлу.

7. УЧЕТ ВЛИЯНИЯ ДЕФЕКТОВ И ПОВРЕЖДЕНИЙ В ПОДКРАНОВЫХ КОНСТРУКЦИЯХ

7.1. Временная эксплуатация подкрановых балок с горизонтальными усталостными трещинами в верхней зоне стенки может быть допущена (на период до ремонта или замены) при условии выполнения требований, изложенных в пп. 7.2 — 7.6, а также обеспечения местной устойчивости стенки (пп. 7.8, 7.9) и полки.

Коэффициенты перегрузок и сочетаний при оценке возможности временной эксплуатации назначаются (в запас) по СНиП II-6-74 как и при проектировании на полный срок эксплуатации.

7.2. Проверку прочности (статической) необходимо проводить для расчетного сечения, которое проходит через ближайшую к середине балки вершину рассматриваемой трещины.

Напряжения в расчетном сечении (без учета их концентрации) проверяются для характерных точек I — IV, а также в зоне предполагаемой вершины трещины (точка IV).

Расчетные значения изгибающего момента M и поперечной силы Q определяются при наиболее неблагоприятном положении кранов для данного расчетного сечения, при этом одно колесо должно находиться над этим сечением, а другие колеса вне зоны трещины.

7.3 Проверка максимальных растягивающих напряжений в нижнем поясе балки выполняется по формуле

\sigma_{x} = \frac{M}{J} y + Ql(\frac{y_{1}}{J_{1} + J_{2}} - \frac{y}{J}) \leq R_{y}\gamma_{c}, (36)

где J — момент инерции сечения балки без трещины относительно оси x0-x0;

J1; J2 — собственные моменты инерции соответственно верхней (ось x1-x1) и нижней (ось x2-x2) частей балки, разделенных трещиной;

y — расстояние от нейтральной оси балки без трещины (x0-x0) до проверяемой точки (рис. 1);

y1 — то же от оси x2-x2 (рис. 1);

t — толщина стенки; 2l — расчетная длина трещины, определенная с учетом п. 7.7.

Рис. 1. Расчетное сечение балки

7.4. Для стенки балки (точка II, рис. 1) следует выполнять проверку по приведенным напряжениям. Нормальные напряжения определяются по формуле (36) с заменой y1 на y2 (расстояние от оси x2-x2 до точки II). Касательные напряжения определяются по формуле

\tau_{xy} = \frac{QS_{\text{отс}.}}{(J_{1} + J_{2})t} . (37)

\sigma_{x}

7.5. Для стенки балки (точка III, рис. 1) следует выполнять проверку по касательным напряжениям, значения которых определяются по форму \sigma_{x} ле (37). При выполнении этого требования производят проверку по приведенным напряжениям, причем значения нормальных напряжений определяются для балки без трещин. \delta_{z}

7.6. В сжатой зоне стенки (точка IV, рис. 1) проверочные расчеты выполняются \sigma_{y,loc} по п. 13.34 СНиП II-23-81. Значения нормальных напряжений определяются по формуле (36) с заменой y1 на y3 (расстояние от оси x2-x2 до трещины). Местные напряжения определяются с учетом фактического износа головки кранового рельса путем введения коэффициентов (см. табл. П.18) при определении момента инерции рельсов.

Для трещин, удаленных от верхней полки на расстояние h1, местные напряжения с некоторым запасом допускается определять исходя из условия, что длина lef распределения нагрузки увеличивается на 1,5h1.

7.7. Оценка несущей способности подкрановых балок с горизонтальными трещинами должна производиться с учетом увеличения длины трещины в процессе эксплуатации. Прогнозирование роста трещины рекомендуется осуществлять путем непосредственных замеров с периодом 1,5 — 2 месяца. Ориентировочно скорость распространения усталостных трещин может быть оценена по данным, полученным для подкрановых балок с тяжелым и весьма тяжелым режимом работы (300 — 400 тыс. циклов в год), приведенным в таблице 4.

Таблица 4

Усредненная скорость распространения трещин

Допустимая длина трещин в подкрановых балках во всех случаях не должна превышать размера панели.

7.8. Расчет на устойчивость стенок балок, укрепленных поперечными ребрами жесткости, при наличии трещин в поясных швах следует выполнять в соответствии с указаниями СНиП II-23-81, при этом значения критических напряжений уменьшаются в зависимости от общей длины трещин в поясных швах расчетной панели. При общей длине трещин в пределах расчетной панели 0,20a и более критические напряжения вместо формул (75, 76) главы СНиП II-23-81 определяются по формулам:

\sigma_{cr} = 21,6 \frac{R_{y}}{\overline{\lambda_{\omega}^{2}}} ; (38)

\tau_{cr} = 8,24(1,02 + \frac{0,76}{\mu^{2}}) \frac{R_{s}}{\overline{\lambda_{ef}^{2}}} . (39)

В формуле (80) СНиП II-23-81 коэффициент c1 следует принимать по таблице 5.

Таблица 5

Значения коэффициентов c1 для балок с трещинами

В формуле (81) СНиП II-23-81 коэффициент c2 следует принимать по таблице 6.

Таблица 6

Значения коэффициентов c2 для балок с трещинами

7.9. В стенке балки, укрепленной, кроме поперечных ребер, одним продольным ребром, расчет следует выполнять по формулам СНиП II-23-81. При общей длине трещин в шве сжатого пояса 0,2a и более для пластинки 3, расположенной между сжатым поясом и продольным ребром, значения критических напряжений следует принимать по формулам: вместо формулы (83)

\sigma_{cr} = \frac{3,62}{1 - h_{1}/h_{ef}} \cdot \frac{R_{y}}{\overline{\lambda_{1}^{2}}} ; (40)

вместо формулы (84)

\sigma_{cr} = \frac{0,92\psi}{1 - h_{1}/h_{ef}} \cdot \frac{R_{y}}{\overline{\lambda_{1}^{2}}} ; (41)

\tau_{cr} по формуле (39); вместо формулы (85):

\sigma_{loc,cr_{1}} = 1,43\psi \cdot \frac{R_{y}}{\lambda_{a}^{2}} . (42)

В формулах (38) — (42) критические напряжения определены (в запас) независимо от длины трещины, условно считая ее равной длине панели.

Если длина трещин в поясных швах сжатой зоны в пределах панели меньше 0,2a, то значения критических напряжений можно принимать по линейной интерполяции между значениями, получаемыми по формулам СНиП II-23-81 и настоящих рекомендаций. \delta_{z}

7.10. Влияние смещений оси рельса относительно оси подкрановой балки следует учитывать при определении нормальных напряжений в стенке, вызванных местным закручиванием верхнего пояса, путем введения в расчет фактически замеренного эксцентриситета, вместо рекомендуемой СНиП II-23-81 величины e = 15 мм и с учетом износа головки кранового рельса (коэф. , см. табл. П.18).

7.11. Эксплуатация крановых рельсов допускается, если величина износа не превышает значений, приведенных в табл. П.19.

8. ОСОБЕННОСТИ УЧЕТА ВЛИЯНИЯ ДЕФЕКТОВ И ПОВРЕЖДЕНИЙ КОЛОНН КАРКАСА

8.1. Учет влияния общих искривлений колонн при отсутствии начальных напряжений изгиба (см. п. 8.5) следует производить путем увеличения расчетного эксцентриситета на дополнительный эксцентриситет, определяемый в зависимости от величины стрелки искривления по \varphi_{\text{в}} п. 3.1 для сплошной части колонны и по п. 4.2 для сквозной.

8.2. Проверка устойчивости сквозной части колонны производится по общей формуле (15) при условии соблюдения требований раздела 4. Для двухветвенных колонн с ветвями двутаврового сечения и швеллерного, работающими на центральное сжатие, значение коэффициента , вычисленного по СНиП II-23-81, следует домножать на поправочный коэффициент, принимаемый равным

(43)

\overline{\lambda_{\text{в}}}

где — условная гибкость ветви на участке между узлами соединительной решетки. \lambda_{ef} = \lambda

Для решетчатых колонн производственных зданий при отсутствии повреждений элементов решетки допускается принимать .

8.3. Учет влияния местных искривлений или ослаблений сечения ветвей в сквозных колоннах производится согласно требованиям пп. 4.3, 4.4, причем значение коэффициента kd в формуле (16) допускается определять по формуле

k_{d} = \frac{n_{d} - 1}{0,5\mu_{1}n} ; (44)

где n — общее число панелей;

\mu_{1} nd — порядковый номер панели с искривленной (ослабленной) ветвью, считая от защемленного конца (башмака) колонны;

• коэффициент приведения расчетной длины нижней части ступенчатой колонны, принимаем \gamma_{d} ый по СНиП II-23-81, но не менее двух.

В случае искривления (ослабления) участка ветви в пределах нижней панели коэффициент принимается непосредственно по данным табл. П.9. \overline{\lambda_{\text{в}}} \varphi_{\text{в}}

8.4. Учет влияния расцентровки раскосов следует производить по п. 4.6. Для двухветвенных колонн с ветвями двутаврового сечения при одинаковой величине расцентровки во всех панелях коэффициент в формуле (12) рекомендуется находить по табл. П.21 в зависимости от условной гибкости ветви и относительного эксцентриситета

m_{\text{в}} = \frac{M_{\text{в}}A_{\text{в}}}{N_{\text{в}}W_{\text{в}}} , (45)

где Mв — изгибающий момент, определяемый по формуле (18). \Delta

8.5. Смещение верхнего конца колонны, сопровождающееся появлением дополнительных напряжений изгиба (вследствие температурных деформаций, проседания опор и т.д.) следует учитывать путем суммирования расчетного изгибающего момента, полученного в результате статического расчета, с соответствующим значением дополнительного изгибающего момента, зависящего от величины смещения и определяемого по табл. П.20. Если указанная проверка несущей способности колонны выполняется, то усиления (ремонта) не требуется. При невыполнении условия устойчивости (прочности) колонны с учетом дополнительного изгибающего момента за счет смещения верхнего конца необходимость усиления (ремонта) следует установить на основании более строгих расчетов с учетом поддерживающего влияния диска покрытия.

Приложение (справочное)

ТАБЛИЦЫ ДЛЯ РАСЧЕТА КОНСТРУКЦИЙ С УЧЕТОМ ВЛИЯНИЯ ДЕФЕКТОВ И ПОВРЕЖДЕНИЙ

Таблица П.1

\psi_{y} \psi_{x} Значения коэффициентов , для различных прокатных профилей, мм-1

Таблица П.2

Коэффициенты перехода от стрелки искривления к эквивалентному эксцентриситету для сплошностенчатых стержней

853

Примечание. Значения коэффициента k увеличены в 1000 раз.

Таблица П.3

\psi_{0} Коэффициенты для определения прогиба элементов в ненагруженном состоянии

100

\psi_{0} Примечание. Значения коэффициента увеличены в 1000 раз.

Таблица П.4

\varphi_{u,v} Коэффициенты для стержней из равнополочных уголков, шарнирно-закрепленных в двух главных плоскостях

\mu_{u} = \mu_{v} = 1

104

\varphi_{u,v} Примечание. Значения коэффициента в таблице увеличены в 1000 раз.

Таблица П.5

\varphi_{u,v} Коэффициенты для стержней из равнополочн (\mu_{u} = 0,8) ых уголков упруго-защемленных в плоскости симметрии (\mu_{v} = 1) и шарнирно-закрепленных из этой плоскости

\mu_{u} = 0,8;\mu_{v} = 1

095

\varphi_{u,v} Примечание. Значения коэффициента в таблице увеличены в 1000 раз.

Таблица П.6

\varphi_{u,v} Коэффициенты для стержней из неравнополочных уголков, шарнирно-закрепленных в двух главных плоскостях

\mu_{v} = 1;\mu_{u} = 1

072

\varphi_{u,v} Примечание. Значения коэффициента в таблице увеличены в 1000 раз.

Таблица П.7

\mu_{1} Коэффициенты для расчета стержней, ослабленных местными дефектами

0,768

Обозначения, принятые в табл. П.7:

Jd, J — моменты инерции соответственно ослабленного и неослабленного участка относительно собственных осей; ld/l — соответственно длина ослабленного участка и всего стержня.

Таблица П.8

Коэффициенты перехода от стрелки искривления к эквивалентному эксцентриситету для сквозных стержней

Примечание. Значения коэффициента k увеличены в 1000 раз.

Таблица П.9

\gamma_{d} Коэффициенты для сквозных стержней с локальным ослаблением ветви в нижней панели

1,090

Таблица П.10

Значения коэффициентов kd в зависимости от способов закрепления концов колонн

	Способ закрепления
	k_{d} = \|1 - \frac{2l}{L} \| Формулы для определения kd	k_{d} = \frac{l}{L}	k_{d} = \frac{2l}{L}

Таблица П.11

Критическая температура Tcr для конструктивных форм пониженной хладостойкости из малоуглеродистой стали марки Ст3сп

Для низколегированных сталей значения критических температур понижаются с учетом категории поставки по ГОСТ 19283-73:

на 20 °C для 6 категории поставки;

на 30 °C для 7, 12 и 13 категорий поставки;

на 40 °C для 9, 15 категорий поставки. Для стали Ст3пс и Ст3кп значения Tcr повышаются на 15 °C и 30 °C соответственно.

Таблица П.12

Конструктивные формы низкой хладостойкости

	Тип	Принципиальная схема
Модификации конструктивной формы	а		1
			2
	б		1
			2
			3
	в		1
	г		1
			2
	д		1
		2	3
			4

Таблица П.13

Расчетные схемы для вычисления M по 5.9

	Тип схемы	\xi;\alpha Эскиз
		а
	б
	в
	г
	д

Таблица П.14

Предельные значения Kс строительных сталей