СП 128.13330.2012. Свод правил. Алюминиевые конструкции. Актуализированная редакция СНиП 2.03.06-85

(утв. Приказом Минрегиона России от 29.12.2011 № 619)

(ред. от 10.02.2017)

ИСТОРИЯ ИЗМЕНЕНИЙ НОРМАТИВНО-ТЕХНИЧЕСКИХ АКТОВ

flowchart LR
  n0["СН 113-60"]:::rst
  n1["СНиП II-В.5-64"]:::rst
  n2["СНиП II-24-74"]:::rst
  n3["СНиП 2.03.06-85"]:::rst
  click n3 "https://bukva.ai/docs/snip-2-03-06-85" "СНиП 2.03.06-85. Алюминиевые конструкции (утв. Постановлением Госстроя СССР от 02.10.1985 N 167)"
  n4["СП 128.13330.2012"]:::rst
  click n4 "https://bukva.ai/docs/sp-svod-pravil-sp-128-13330-2012" "СП 128.13330.2012. Свод правил. Алюминиевые конструкции. Актуализированная редакция СНиП 2.03.06-85 (утв. Приказом Минрегиона России от 29.12.2011 N 619)"
  n5["СП 128.13330.2016"]:::doc
  click n5 "https://bukva.ai/docs/sp-svod-pravil-sp-128-13330-2016" "СП 128.13330.2016. Свод правил. Алюминиевые конструкции. Актуализированная редакция СНиП 2.03.06-85 (утв. Приказом Минстроя России от 16.12.2016 N 948/пр)"
  n4 --> n5
  n3 --> n4
  n2 --> n3
  n1 --> n2
  n0 --> n1
classDef rst fill:#FFEBEB,stroke:#8B0000,color:#000;
classDef doc fill:#EBFFEB,stroke:#006400,color:#000;
classDef notEnt fill:#FFFFEB,stroke:#FF8C00,color:#000;

АЛЮМИНИЕВЫЕ КОНСТРУКЦИИ

Aluminium structures

АКТУАЛИЗИРОВАННАЯ РЕДАКЦИЯ СНиП 2.03.06-85

СП 128.13330.2012

ОКС 91.080.10

Дата введения 1 января 2013 года

Предисловие

Цели и принципы стандартизации в Российской Федерации установлены Федеральным законом от 27 декабря 2002 г. № 184-ФЗ «О техническом регулировании», а правила разработки — Постановлением Правительства Российской Федерации от 19 ноября 2008 г. № 858 «О порядке разработки и утверждения сводов правил».

Сведения о своде правил

1. Исполнители — ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко — институт ОАО «НИЦ „Строительство“, ЦНИИПСК им. Мельникова, ЗАО „Метакон центр“, ООО „Иплана МП“, ООО „Сталко ИПЛ“.»

2. Внесен Техническим комитетом по стандартизации ТК 465 «Строительство».

3. Подготовлен к утверждению Департаментом архитектуры, строительства и градостроительной политики.

4. Утвержден Приказом Министерства регионального развития Российской Федерации (Минрегион России) от 29 декабря 2011 г. № 619 и введен в действие с 1 января 2013 г.

5. Зарегистрирован Федеральным агентством по техническому регулированию и метрологии (Росстандарт). Пересмотр СП 128.13330.2011 «СНиП 2.03.06-85. Алюминиевые конструкции».

Информация об изменениях к настоящему своду правил публикуется в ежегодно издаваемом информационном указателе «Национальные стандарты», а текст изменений и поправок — в ежемесячно издаваемых информационных указателях «Национальные стандарты». В случае пересмотра (замены) или отмены настоящего свода правил соответствующее уведомление будет опубликовано в ежемесячно издаваемом информационном указателе «Национальные стандарты». Соответствующая информация, уведомление и тексты размещаются также в информационной системе общего пользования — на официальном сайте разработчика (Минрегион России) в сети Интернет

Введение

Настоящий свод правил является актуализированной редакцией СНиП 2.03.06-85 «Алюминиевые конструкции». Основанием для разработки нормативного документа является Федеральный закон от 30 декабря 2009 г. № 384-ФЗ «Технический регламент о безопасности зданий и сооружений».

Актуализация СНиП 2.03.06-85 выполнена следующим авторским коллективом: Центральный научно-исследовательский институт строительных конструкций им. В.А. Кучеренко (ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко) — институт ОАО «НИЦ „Строительство“ в составе специалистов: д-ра техн. наук, профессоры И.И. Ведяков, П.Д. Одесский, Ю.В. Кривцов, кандидаты техн. наук Б.Г. Бажанов, М.И. Гукова, В.Г. Искендиров, Б.С. Цетлин, В.В. Пивоваров, инженеры Л.С. Сошникова, П.П. Колесников; канд. техн. наук Г.Г. Михайлов, инженеры О.А. Хохлова, Е.Б. Алексеева (ЗАО „Метакон центр“); д-р техн. наук В.К. Востров; канд. техн. наук И.Л. Ружанский (ЦНИИПСК им. Мельникова); инж. В.Ю. Озеров („ООО СТАЛКО ИПЛ“); инж. Н.Н. Эрастова (ООО „ИПЛАНА МП“).»

1. Область применения

1.1. Настоящий свод правил устанавливает нормы проектирования строительных алюминиевых конструкций (или конструкций из алюминиевых сплавов) зданий и сооружений.

Нормы не распространяются на проектирование алюминиевых конструкций мостов и конструкций зданий и сооружений, подвергающихся многократному воздействию нагрузок (усталостная прочность), а также непосредственному воздействию подвижных или динамических нагрузок или воздействию температуры выше 100 °C.

1.2. Утратил силу с 17.06.2017. — Приказ Минстроя России от 16.12.2016 № 948/пр (ред. 10.02.2017).

2. Нормативные ссылки

Раздел 2 утратил силу с 17.06.2017. — Приказ Минстроя России от 16.12.2016 № 948/пр (ред. 10.02.2017).

3. Термины и определения

Раздел 3 утратил силу с 17.06.2017. — Приказ Минстроя России от 16.12.2016 № 948/пр (ред. 10.02.2017).

4. Общие положения

4.1. Алюминиевые конструкции следует применять при строительстве и реконструкции зданий и сооружений для ограждающих и несущих конструкций в следующих случаях:

при необходимости значительного снижения массы ограждающих и несущих конструкций зданий и сооружений;

с целью обеспечения повышенных архитектурных требований к конструкциям зданий или сооружений;

при необходимости обеспечения повышенной коррозионной стойкости, сохранения прочностных характеристик при низких температурах, отсутствия искрообразования и магнитных свойств.

4.2 При проектировании алюминиевых конструкций необходимо:

выбирать конструктивные схемы, а также сечения элементов и марки деформируемых алюминиевых сплавов, технического алюминия (условно названных «алюминий») и литейных сплавов (условно названных «литейный алюминий»), обеспечивающие прочность и устойчивость конструкций;

максимально использовать широкие возможности получения профилей оптимального сечения при прессовании;

учитывать технологические возможности предприятий-изготовителей профилей и конструкций;

соблюдать требования по защите строительных конструкций от коррозии согласно СП 28.13330;

соблюдать требования ФЗ РФ от 22 июля 2008 г. № 123-ФЗ «Технический регламент о требованиях пожарной безопасности», СП 2.13130, СП 4.13130, ГОСТ Р 53293 и ГОСТ 30403;

учитывать требования государственных стандартов и пользоваться каталогами алюминиевых профилей.

4.3. Расчет алюминиевых конструкций должен удовлетворять требованиям настоящих норм.

4.4. Буквенные обозначения величин, использованные в настоящем своде правил, приведены в Приложении Б.

5. Материалы для конструкций и соединений

Раздел 5 утратил силу с 17.06.2017. — Приказ Минстроя России от 16.12.2016 № 948/пр (ред. 10.02.2017).

6. Расчетные характеристики материалов и соединений

6.1. Расчетные значения сопротивления (расчетные сопротивления) для расчетных температур наружного воздуха от 50 до минус 65 °C для деформируемых алюминиевых сплавов, не упрочняемых термической обработкой, приведены в таблице 3, а упрочняемых термической обработкой — в таблице 4, при этом расчетные сопротивления сдвигу и смятию установлены в соответствии с таблицей 2 с округлением значений расчетных сопротивлений до 5 Н/мм2.

Таблица 2

Таблица 3

Таблица 4

Значение расчетного сопротивления алюминия при растяжении, сжатии и изгибе R следует принимать равным меньшему из значений расчетного сопротивления по условному пределу текучести R_{y} и расчетного сопротивления по временному сопротивлению R_{u} . При этом

R_{y} = R_{yn}/\gamma_{m} ;

R_{u} = R_{un}/\gamma_{m}\gamma_{u} ,

где R_{yn} — нормативное сопротивление алюминия, принимаемое равным значению условного предела текучести сечения \sigma_{0,2} по государственным стандартам и техническим условиям на алюминий;

R_{un} — нормативное сопротивление алюминия разрыву, принимаемое равным минимальному значению временного сопротивления \sigma_{b} по государственным стандартам и техническим условиям на алюминий;

\gamma_{m} = 1,1 ;

\gamma_{u} = 1,45 .

При проектировании ограждающих конструкций из алюминиевых сплавов марок АМц и АМг (состояние поставок М и Н2) расчетные сопротивления при изгибе, растяжении и сжатии могут быть увеличены на 10% для:

профилированных листов и замкнутых погонных элементов, у которых плоские прямолинейные участки не превышают 50 толщин исходной заготовки;

профилированных, холодногнутых погонных элементов, если они заканчиваются деформированным участком, и плоские участки не превышают 50 толщин исходной заготовки.

При расчете конструкций следует учитывать коэффициенты влияния изменения температуры \gamma_{t} и коэффициенты условий работы элементов алюминиевых конструкций \gamma_{c} , приведенные соответственно в таблицах 5 и 6, а также коэффициенты надежности по назначению \gamma_{n} , принимаемые согласно требованиям Федерального закона от 30 декабря 2009 г. № 384-ФЗ «Технический регламент о безопасности зданий и сооружений».

Таблица 5

Таблица 6

Отнесение объекта к конкретному уровню ответственности производится Генеральным проектировщиком по согласованию с заказчиком согласно ГОСТ Р 54257.

Приведенные в таблице 5 значения коэффициентов \gamma_{t} не зависят от состояния поставки алюминия (см. таблицу 1).

При непрерывном действии нормативной нагрузки свыше одного года, а также при непрерывном действии свыше двух лет нормативной нагрузки, составляющей свыше 0,9 расчетной, для конструкций, эксплуатируемых при расчетных температурах выше 50 °C, коэффициенты \gamma_{t} следует уменьшать на 10%.

За расчетную температуру в районе строительства следует принимать температуру наружного воздуха наиболее холодных суток обеспеченностью 0,98, определенную согласно СП 131.13330.

Расчетная технологическая температура устанавливается заданием на разработку строительной части проекта.

6.2. Расчетные сопротивления растяжению алюминия R_{pl} из листов для элементов конструкций, эксплуатация которых возможна и после достижения алюминием условного предела текучести, следует принимать по таблице 7.

Таблица 7

6.3. Расчетные сопротивления сварных соединений для расчетных температур от 50 до минус 65 °C приведены в таблицах 8 и 10.

Таблица 8

6.4. Расчетное сопротивление R_{w} сварных соединений, выполненных аргонодуговой сваркой с физическим контролем качества шва (рентгено- или гамма-графированием, ультразвуковой дефектоскопией и др.) следует принимать для термически не упрочняемого алюминия по таблице 8 и для термически упрочняемого алюминия — по таблице 9.

Таблица 9

Для сварных стыковых растянутых швов, качество которых не контролируется физическими методами, значения расчетных сопротивлений по таблицам 8 и 9 следует умножать на 0,8.

6.5. Расчетное сопротивление R_{wz} алюминия в околошовной зоне (рисунок 1, сечение 1-1) при аргонодуговой сварке и использовании электродной или присадочной проволоки следует принимать по таблице 10.

а — встык; б — внахлестку лобовыми швами; в — внахлестку фланговыми швами; г — схема прикрепления поперечного элемента 1 к элементу 2, не имеющему стыка; 1-1 — расчетное сечение

Рисунок 1. Схемы сварных соединений конструкций

Таблица 10

6.8. Расчетные сопротивления срезу сварных соединений внахлестку R_{wsm} , выполненных контактной роликовой сваркой, для алюминия марок АД1М, АМцМ, АМг2М и АМг3М следует принимать равными расчетным сопротивлениям R (см. таблицы 3 и 7).

Для алюминия марок АМг2Н2 или АМг3Н2 R_{wsm} = (0,9 - 0,1t)R (где t — толщина более тонкого из свариваемых элементов, мм).

6.9. Расчетные сопротивления заклепочных и болтовых соединений для расчетных температур от плюс 50 до минус 65 °C приведены в таблицах 12 и 13.

Таблица 12

Таблица 13

Для соединений на болтах и заклепках расчетные сопротивления растяжению и срезу следует принимать по материалу заклепок или болтов (см. таблицу 12), смятию — по материалу соединяемых элементов (см. таблицу 13).

6.10. Расчетные сопротивления растяжению R_{bt} и срезу R_{bs} соединений на болтах, поставленных в сверленые или рассверленные отверстия, приведены в таблице 12.

6.11. Расчетные сопротивления срезу R_{rs} соединений на заклепках, поставленных в холодном состоянии в сверленые и затем рассверленные отверстия, приведены в таблице 12.

6.12. Расчетные сопротивления смятию элементов конструкций для соединений на заклепках R_{rp} и болтах R_{bp} , поставленных в сверленые или рассверленные отверстия, следует принимать по таблице 13.

6.13. Расчетные сопротивления алюминия и литейного алюминия, соединений сварных и на болтах для конструкций, эксплуатируемых при расчетных температурах выше 50 °C, необходимо умножать на коэффициент \gamma_{t} , указанный в таблице 5.

6.14. При расчете элементов и соединений алюминиевых конструкций следует учитывать коэффициенты условий работы \gamma_{c} , принимаемые по таблице 6.

7. Расчет элементов алюминиевых конструкций при центральном растяжении, сжатии и изгибе

7.1. Расчет элементов сплошного сечения

7.1.1. Расчет на прочность элементов, подверженных центральному растяжению или сжатию силой N, следует выполнять по формуле

\frac{N}{A_{n}R\gamma_{c}} \leq 1 . (1)

7.1.2. Расчет на устойчивость элементов сплошного сечения (приведенных в таблице Г.1), подверженных центральному сжатию силой N, следует выполнять по формуле

\frac{N}{\varphi AR\gamma_{c}} \leq 1 . (2)

Численные значения коэффициента \varphi приведены в таблицах Г.2 и Г.3 Приложения Г.

7.1.3. При расчете стержней из одиночных уголков на центральное сжатие радиус инерции сечения i следует принимать:

а) минимальным, если стержни прикреплены только по концам;

б) относительно оси, параллельной одной из полок уголка при наличии промежуточного закрепления (распорок, шпренгелей, связей и т.п.), предопределяющего направление выпучивания уголка в плоскости, параллельной второй полке.

7.1.4. Сжатые элементы со сплошными стенками открытого П-образного сечения (рисунок 2), не усиленные и усиленные отбортовками или утолщениями (бульбами), при \lambda_{x}<3\lambda_{y} (где \lambda_{x} и \lambda_{y} — расчетные гибкости элемента в плоскостях, перпендикулярных осям x-x и y-y) следует укреплять планками или решеткой, при этом должны быть выполнены требования 7.2.2 и 7.2.6.

а — открытое; б, в — укрепленные планками или решетками; г — расчетное сечение

Рисунок 2. П-образные сечения элементов

При отсутствии планок или решеток такие элементы, помимо расчета по формуле (2) в главных плоскостях x-x и y-y, следует проверять на устойчивость при изгибно-крутильной форме потери устойчивости по формуле

\frac{N}{c\varphi_{y}AR\gamma_{c}} \leq 1 , (3)

где c — коэффициент, вычисляемый по формуле

c = \frac{2}{1 + \delta + \sqrt{(1 - \delta)^{2} + \frac{16}{\mu} \alpha^{2}}} , (4)

где \delta = 4\rho/\mu ;

\mu = 8\omega + 0,156I_{t}\lambda_{y}^{2}/(Ah^{2}) ;

\rho = (I_{x} + I_{y})/(Ah^{2}) + a^{2} ;

\alpha = a_{x}/h — относительное расстояние между центром изгиба и центром тяжести;

\omega = I_{\omega}/(I_{y}h^{2}) — здесь I_{\omega} — секториальный момент инерции сечения;

I_{t} = \frac{1}{3} \Sigma b_{i}t_{i}^{3} — момент инерции сечения при свободном кручении,

b_{i} и t_{i} — соответственно ширина и толщина листов, образующих сечение, включая стенку.

Для сечения, приведенного на рисунке 2, г, при \eta = b/h :

При наличии утолщений круглого сечения (бульб) момент инерции при кручении I_{t} следует увеличить на n\pi D^{4}/32 , где n — число бульб в сечении; D — диаметр бульб.

7.2. Расчет элементов сквозного сечения

7.2.1. Расчет на прочность элементов сквозного сечения при центральном растяжении и сжатии следует выполнять по формуле (1), где A_{n} — площадь сечения нетто всего стержня.

7.2.2. При расчете на устойчивость по формуле (2) для составных сжатых стержней сквозного сечения, ветви которых соединены планками или решетками, коэффициент \varphi относительно свободной оси (перпендикулярной плоскости планок или решеток) следует определять по таблице Г.2 с заменой \overline{\lambda} на \overline{\lambda_{ef}} . Значение \overline{\lambda_{ef}} = \lambda_{ef} \sqrt{R/E} — условную гибкость стержня следует определять в зависимости от значений \lambda_{ef} , приведенных в таблице 14 для стержней с числом панелей, как правило, не менее шести.

Таблица 14

Тип сечения	Схема сечения	Приведенная гибкость \lambda_{ef} стержня сквозного сечения
		с планками	с решетками
1		\lambda_{ef} = \sqrt{\lambda_{y}^{2} + 0,82(1 + n)\lambda_{b1}^{2}} , (6) где n = \frac{I_{b1}b}{I_{s}l_{b}}	\lambda_{ef} = \sqrt{\lambda_{y}^{2} + \alpha \frac{A}{A_{d1}}} , (9) где \alpha = 10 \frac{d^{3}}{b^{2}l_{b}}
2		\lambda_{ef} = \sqrt{\lambda_{max}^{2} + 0,82[(1 + n_{1})\lambda_{b1}^{2} + (1 + n_{2})\lambda_{b2}^{2}]} , (7) где n_{1} = \frac{I_{b1}b_{1}}{I_{s1}l_{b}} ; n_{2} = \frac{I_{b2}b_{2}}{I_{s2}l_{b}}	\lambda_{ef} = \sqrt{\lambda_{y}^{2} + (\alpha_{1} + \alpha_{2} \frac{A_{d1}}{A_{d2}}) \frac{A}{A_{d1}}} , (10) где \alpha_{1} = 10 \frac{d_{1}^{3}}{b_{1}^{2}l_{b}} ; \alpha_{2} = 10 \frac{d_{2}^{3}}{b_{2}^{2}l_{b}} (d1 и d2 относятся к сторонам соответственно b1 и b2)
3		\lambda_{ef} = \sqrt{\lambda_{max}^{2} + 0,82(1 + n_{3})\lambda_{b3}^{2}} , (8) где n_{3} = \frac{I_{b3}b}{I_{s}l_{b}}	\lambda_{ef} = \sqrt{\lambda_{max}^{2} + 0,67\alpha \frac{A}{A_{d3}}} , (11) где \alpha = 10 \frac{d^{3}}{b^{2}l_{b}}
Обозначения, принятые в таблице 14: \lambda_{y} — гибкость сквозного стержня в целом в плоскости, перпендикулярной оси y-y; \lambda_{max} — наибольшая из гибкостей сквозного стержня в целом в плоскостях, перпендикулярных осям x-x или y-y; \lambda_{b1},\lambda_{b2},\lambda_{b3} — гибкости отдельных ветвей при изгибе в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1-1, 2-2 и 3-3, на участках между сварными швами или крайними болтами, прикрепляющими планки; b, (b1, b2) — расстояние между осями ветвей; d, lb — размеры, определяемые по рисункам 3 и 4; A — площадь сечения всего стержня; Ad1, Ad2 — площади сечений раскосов решеток (при крестовой решетке — двух раскосов), расположенных соответственно в плоскостях, перпендикулярных осям 1-1 и 2-2; Ad3 — площадь сечения раскоса решетки (при крестовой решетке — двух раскосов), лежащей в плоскости одной грани (для трехгранного равностороннего стержня); Ib1, Ib3 — моменты инерции сечения ветвей относительно осей соответственно 1-1 и 3-3 (для сечений типов 1 и 3); Ib1, Ib2 — то же, двух уголков относительно осей соответственно 1-1 и 2-2 (для сечения типа 2); Is — момент инерции сечения одной планки относительно собственной оси x-x (рисунок 4; для сечений типов 1 и 3); Is1, Is2 — моменты инерции сечения одной из планок, расположенных в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1-1 и 2-2 (для сечения типа 2).
Примечание. К типу 1 также следует относить сечения, у которых вместо швеллеров применены двутавры, трубчатые и другие профили для одной или обеих ветвей; при этом оси y-y и 1-1 должны проходить через центры тяжести соответственно сечения в целом и отдельной ветви, а значения n и \lambda_{b1} в формуле (6) должны обеспечить наибольшее значение \lambda_{ef} .

7.2.3. В сквозных стержнях с планками условная гибкость отдельной ветви \overline{\lambda_{b1}} , \overline{\lambda_{b2}} или \overline{\lambda_{b3}} (см. таблицу 14) на участке между сварными швами или крайними болтами (заклепками), прикрепляющими планки, должна быть не более 1,4.

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

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

В сквозных стержнях с решетками условная гибкость отдельных ветвей между узлами должна быть не более 2,7 и не должна превышать условную приведенную гибкость \overline{\lambda_{ef}} стержня в целом.

7.2.5. Расчет стержней составных сечений из уголков, швеллеров и др., соединенных вплотную или через прокладки, следует выполнять как сплошностенчатых при условии, что участки между соединяющими сварными швами или центрами крайних болтов не превышают для сжатых элементов 30i и для растянутых 80i. Здесь радиус инерции сечения i уголка или швеллера следует принимать для тавровых или двутавровых сечений относительно оси, параллельной плоскости расположения прокладок, а для крестовых сечений — минимальный.

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

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

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

при расчете равносторонних трехгранных сквозных стержней — по 0,8Q_{fic} для каждой системы соединительных планок (решеток), расположенной в одной грани.

7.2.7. Расчет соединительных планок и их прикреплений (см. рисунок 4) следует выполнять как расчет элементов безраскосных ферм, на совместное действие силы F_{s} , срезывающей планку, и момента M_{s} , изгибающего планку в ее плоскости, значения которых следует определять по формулам:

При расчете раскосов крестовой решетки с распорками (рисунок 3, г) следует учитывать дополнительное усилие N_{ad} , возникающее в каждом раскосе от обжатия ветвей и определяемое по формуле

N_{ad} = \alpha_{2}N_{b}A_{d}/A_{b} , (16)

где \alpha_{2} = dl_{b}^{2}/(2b^{3} + d^{3}) — здесь b, l_{b} , d — размеры, указанные на рисунке 3;

N_{b} — усилие в одной ветви стержня;

A_{d} , A_{b} — площади сечений раскоса и ветви соответственно.

7.2.9. Расчет стержней, предназначенных для уменьшения расчетной длины сжатых элементов, должен выполняться на усилие, равное условной поперечной силе в основном сжатом элементе, определяемой по формуле (12).

7.3. Расчет изгибаемых элементов

7.3.1 Расчет на прочность элементов следует выполнять по формулам:

\frac{QS}{It_{w}R_{s}\gamma_{c}} \leq 1 ; (18)

при действии моментов в двух главных плоскостях

\frac{M_{x}}{I_{xn}R\gamma_{c}} y \pm \frac{M_{y}}{I_{yn}R\gamma_{c}} x \leq 1 , (19)

где x и y — расстояния от главных осей до рассматриваемой точки сечения.

7.3.2 Для стенок балок при одновременном действии момента и поперечной силы должны быть выполнены условия:

\frac{1}{R\gamma_{c}} \sqrt{\sigma_{x}^{2} - \sigma_{x}\sigma_{y} + \sigma_{y}^{2} + 3\tau_{xy}^{2}} \leq 1 , \tau_{xy}/(R_{s}\gamma_{c}) \leq 1 , (20)

где \sigma_{x} = M_{x}y/I_{xn} — нормальное напряжение в срединной плоскости стенки, параллельное продольной оси балки;

\sigma_{y} = M_{y}x/I_{yn} — то же, перпендикулярное продольной оси балки, в том числе \sigma_{loc} , определяемое по формуле (42);

\tau_{xy} = QS/(It_{w}) — касательное напряжение в стенке.

Напряжения \sigma_{x} и \sigma_{y} , принимаемые в формуле (20) со своими знаками, а также \tau_{xy} , следует определять в одной и той же точке стенки балки.

В балках, рассчитываемых по формуле (19), значения напряжений в стенке балки должны быть проверены по формулам (20) в двух главных плоскостях изгиба.

При ослаблении стенки отверстиями для болтов левую часть формулы (18), а также значение \tau_{xy} в формуле (20), следует умножать на коэффициент \alpha , определяемый по формуле

\alpha = s/(s - d) , (21)

где s — шаг отверстий в одном ряду;

d — диаметр отверстия.

7.3.3 Расчет на устойчивость балок двутаврового сечения следует выполнять по формулам:

при изгибе в плоскости стенки, совпадающей с плоскостью симметрии сечения

\frac{M_{x}}{\varphi_{b}W_{cx}R\gamma_{c}} \leq 1 ; (22)

при изгибе в двух главных плоскостях

\frac{M_{x}}{\varphi_{b}W_{cx}R\gamma_{c}} + \frac{M_{y}}{W_{y}R\gamma_{c}} \leq 1 . (23)

В формулах (22) и (23) обозначено:

\varphi_{b} — коэффициент устойчивости при изгибе, определяемый по Приложению Д;

W_{cx} — момент сопротивления сечения относительно оси x-x, вычисленный для сжатого пояса;

W_{y} — момент сопротивления сечения относительно оси y-y, совпадающей с плоскостью изгиба.

7.3.4. При определении значения \varphi_{b} за расчетную длину балки l_{ef} следует принимать расстояние между точками закреплений сжатого пояса от поперечных смещений (узлами поперечных связей, точками крепления жесткого настила); при отсутствии связей l_{ef} = l (где l — пролет балки); за расчетную длину консоли следует принимать: l_{ef} = l при отсутствии закрепления сжатого пояса на конце консоли в горизонтальной плоскости (здесь l — длина консоли) или расстояние между точками закрепления сжатого пояса в горизонтальной плоскости — при закреплении пояса на конце и по длине консоли.

7.3.5 Устойчивость балок следует считать обеспеченной:

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

б) при значениях условной гибкости сжатого пояса балки \overline{\lambda_{b}} = (l_{ef}/b) \sqrt{R/E} , не превышающих ее предельных значений \overline{\lambda_{ub}} , определяемых по формулам таблицы 15 для балок симметричного двутаврового сечения или асимметричного — с более развитым сжатым поясом, рассчитываемых по формуле (22), и имеющих отношение ширины растянутого пояса к ширине сжатого пояса не менее 0,75.

Таблица 15

При выполнении требований 7.3.5, а балки, изгибаемые в двух плоскостях, на устойчивость не проверяются.

7.4. Расчет элементов, подверженных действию осевой силы с изгибом

7.4.1. Расчет на прочность сплошностенчатых внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) и внецентренно растянутых (растянуто-изгибаемых) элементов следует выполнять по формуле

(N/A_{n} \pm M_{x}y/I_{xn} \pm M_{y}x/I_{yn})/(R\gamma_{c}) \leq 1 , (27)

где x, y — расстояния от главных осей до рассматриваемой точки сечения.

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

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

N/(\varphi_{e}AR\gamma_{c}) \leq 1 . (28)

В формуле (28) коэффициент устойчивости при сжатии с изгибом \varphi_{e} следует определять:

а) для сплошностенчатых стержней по таблице Е.1 в зависимости от условной гибкости \overline{\lambda} и приведенного относительного эксцентриситета m_{ef} , определяемого по формуле

m_{ef} = \eta m , (29)

где \eta — коэффициент влияния формы сечения, определяемый по таблице Е.3;

m = eA/W_{c} — относительный эксцентриситет (здесь e = M/N — эксцентриситет, при вычислении которого значения M следует принимать согласно требованиям 7.4.3; W_{c} — момент сопротивления сечения, вычисленный для наиболее сжатого волокна).

При значениях m_{ef}>10 расчет на устойчивость сплошностенчатых стержней выполнять не требуется;

б) для сквозных стержней с решетками или планками, расположенными в плоскостях, параллельных плоскости изгиба, — по таблице Е.2 в зависимости от условной приведенной гибкости, определяемой по формуле

\overline{\lambda_{ef}} = \lambda_{ef} \sqrt{R/E} , (30)

и относительного эксцентриситета m, определяемого по формулам

m_{x} = e_{x} \frac{Ay_{1}}{I_{x}} или m_{y} = e_{y} \frac{Ax_{1}}{I_{y}} , (31)

где x_{1} , y_{1} — расстояния соответственно от оси y-y или x-x до оси наиболее сжатой ветви, но не менее расстояния до оси стенки ветви.

В составных сквозных стержнях каждую ветвь необходимо проверять по формуле (27) при соответствующих значениях N, M_{x} , M_{y} , вычисленных для данной ветви.

7.4.3. Расчетные значения изгибающих моментов M, необходимые для вычисления эксцентриситета e = M/N в элементе (для одного и того же сочетания нагрузок), следует принимать равными:

для стержней постоянного сечения рамных систем — наибольшему моменту в пределах длины стержней;

для ступенчатых стержней — наибольшему моменту на длине участка постоянного сечения;

для консолей — моменту в заделке, но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины стержня от заделки;

для сжатых стержней с шарнирно-опертыми концами и сечениями, имеющими одну ось симметрии, совпадающую с плоскостью изгиба, — моменту, определяемому по формулам таблицы 16 в зависимости от относительного эксцентриситета m_{max} = M_{max}A/(NW_{c}) и принимаемому равным не менее 0,5M_{max} .

Таблица 16

Для сжатых стержней с шарнирно-опертыми концами и сечениями, имеющими две оси симметрии, приведенные относительные эксцентриситеты m_{ef} следует определять по таблице Е.4.

7.4.4. Расчет на устойчивость внецентренно сжатых стержней сплошного постоянного сечения из плоскости действия момента при изгибе их в плоскости наибольшей жесткости (I_{x}>I_{y}) , совпадающей с плоскостью симметрии, а также швеллеров следует выполнять по формуле

N/(c\varphi_{y}AR\gamma_{c}) \leq 1 , (32)

где c — коэффициент, определяемый по формуле

c = \beta/(1 + \alpha m_{x}) \leq 1 , (33)

где \alpha , \beta — коэффициенты, определяемые по таблице 17.

Таблица 17

Тип сечения	Схема сечения и эксцентриситет	Значения коэффициентов
		\alpha при	\beta при
		1 < mx<= 5	\overline{\lambda_{y}} \leq 3,8	\overline{\lambda_{y}}&gt;3,8
1		0,75 + 0,05mx	1	\sqrt{\varphi_{c}\varphi_{y}}
2
3
4		1 — (0,25 — 0,05mx)I2/I1	1	1 - (1 - \sqrt{\varphi_{c}\varphi_{y}})(2I_{2}I_{1} - 1) ; \beta = 1 при I2/I1 < 0,5
5	Замкнутое или сквозное с решетками или планками	0,55 + 0,05mx	1	\sqrt{\varphi_{c}\varphi_{y}}
Обозначения, принятые в таблице 17: I1 и I2 — моменты инерции соответственно бульшей и мйньшей полок относительно оси симметрии сечения y-y; \varphi_{\text{с}} — значение \varphi_{y} при \overline{\lambda_{y}} = 3,8 .
Примечания. 1. При значениях b/h < 0,3 следует принимать b/h = 0,3. 2. При значениях mx < 1 или mx > 5 следует принимать соответственно mx = 1 или mx = 5.

Значения коэффициентов \alpha и \beta для сквозных стержней с решетками или планками следует принимать только при наличии не менее двух промежуточных диафрагм по длине стержня. В противном случае следует принимать коэффициенты, установленные для стержней открытого двутаврового сечения.

При определении относительного эксцентриситета m_{x} за расчетный момент M_{x} следует принимать:

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

для консолей — момент в заделке, но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины стержня от заделки.

7.4.6. При проверке на устойчивость внецентренно сжатых стержней сквозного сечения с соединительными планками или решетками следует выполнять как расчет стержня в целом, так и отдельных ветвей.

При расчете стержня в целом относительно свободной оси по формуле (28), когда решетка или планки расположены в плоскостях, параллельных плоскости действия момента, коэффициент \varphi_{e} следует определять по таблице Е.2 в зависимости от условной приведенной гибкости \overline{\lambda_{ef}} и относительного эксцентриситета m, определяемого по формуле

m = eAa/I, (36)

где e = M/N — эксцентриситет, при вычислении которого значения M следует принимать согласно требованиям 7.4.3;

a — расстояние от главной оси сечения, перпендикулярной плоскости действия момента, до оси наиболее сжатой ветви, но не менее расстояния до оси стенки ветви;

I — момент инерции сечения сквозного стержня относительно свободной оси.

При значениях m > 10 расчет на устойчивость стержня в целом не требуется; в этом случае расчет следует выполнять как для изгибаемых элементов.

При расчете отдельных ветвей сквозных стержней с решетками по формуле (2) продольную силу в каждой ветви следует определять с учетом дополнительного усилия N_{ad} от момента. Значение этого усилия следует вычислять по формулам:

N_{ad} = M_{y}/b — при изгибе стержня в плоскости, перпендикулярной оси y-y, для сечений типов 1 и 3 (см. таблицу 14);

N_{ad} = 0,5M_{y}/b_{1} — то же, для сечений типа 2 (см. таблицу 14);

N_{ad} = 1,16M_{x}/b — при изгибе стержня в плоскости, перпендикулярной оси x-x, для сечений типа 3 (см. таблицу 14);

N_{ad} = 0,5M_{x}/b_{2} — то же, для сечений типа 2 (см. таблицу 14).

Здесь b, b_{1} , b_{2} — расстояния между осями ветвей (см. таблицу 14).

При изгибе стержня сквозного сечения типа 2 (см. таблицу 14) в двух плоскостях усилие N_{ad} следует определять по формуле

N_{ad} = 0,5(M_{y}/b_{1} + M_{x}/b_{2}) . (37)

При расчете отдельных ветвей сквозных стержней с планками в формуле (28) следует учитывать дополнительное усилие N_{ad} от момента M и местный изгиб ветвей от фактической или условной поперечной силы (как в поясах безраскосной фермы).

7.4.7. Расчет на устойчивость стержней сплошного постоянного сечения, подверженных сжатию и изгибу в двух главных плоскостях, при совпадении плоскости наибольшей жесткости (I_{x}>I_{y}) с плоскостью симметрии, а также при сечении типа 3 (см. таблицу 14), следует выполнять по формуле

N/(\varphi_{exy}AR\gamma_{c}) \leq 1 , (38)

где \varphi_{exy} = \varphi_{ey}(0,6 \sqrt[3]{c} + 0,4 \sqrt[4]{c}) .

Здесь следует определять:

\varphi_{ey} — согласно требованиям 7.4.2, принимая в формулах вместо m и \overline{\lambda} соответственно m_{y} и \overline{\lambda_{y}} ;

c — согласно требованиям 7.4.4.

Если m_{ef,y}<2m_{x} , то, кроме расчета по формуле (38), следует произвести дополнительную проверку по формулам (28) и (32), принимая e_{y} = 0 .

Если \lambda_{x}>\lambda_{y} , то, кроме расчета по формуле (38), следует произвести дополнительную проверку по формуле (28), принимая e_{y} = 0 .

Значения относительных эксцентриситетов следует вычислять по формулам:

m_{x} = e_{x}A/W_{cx} и m_{y} = e_{y}A/W_{cy} , (39)

где W_{cx} и W_{cy} — моменты сопротивления сечений для наиболее сжатого волокна относительно осей соответственно x-x и y-y.

Если плоскость наибольшей жесткости сечения стержня (I_{x}>I_{y}) не совпадает с плоскостью симметрии, то расчетное значение m_{x} следует увеличить на 25%.

7.4.8. Расчет на устойчивость сквозных стержней из двух сплошностенчатых ветвей, симметричных относительно оси x-x (рисунок 5), с решетками в двух параллельных плоскостях, подверженных сжатию и изгибу в обеих главных плоскостях, следует выполнять:

для стержня в целом — в плоскости, параллельной плоскостям решеток, согласно требованиям 7.4.2, принимая e_{x} = 0 ;

для отдельных ветвей — как внецентренно сжатых элементов по формулам (28) и (32); при этом продольную силу в каждой ветви следует определять с учетом дополнительного усилия от момента M_{y} (см. 7.4.6), а момент M_{x} распределять между ветвями пропорционально их жесткостям I_{xe} (см. рисунок 5); если момент M_{x} действует в плоскости одной из ветвей, то следует считать его полностью передающимся на эту ветвь.

Рисунок 5. Схема стержня сквозного сечения из двух сплошностенчатых ветвей

При расчете отдельной ветви по формуле (32) гибкость ее определяется по максимальному расстоянию между узлами решетки.

7.4.9. Расчет соединительных планок или решеток сквозных внецентренно сжатых стержней следует согласно требованиям 7.2.6 и 7.2.8 выполнять на поперечную силу, равную большему из двух значений: фактической поперечной силы Q или условной поперечной силы Q_{fic} , вычисляемой согласно требованиям 7.2.6.

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

7.5. Проверка устойчивости стенок и поясных листов изгибаемых и сжатых элементов

Стенки балок

7.5.1 Стенки балок для обеспечения их устойчивости следует укреплять двусторонними ребрами:

поперечными, поставленными на всю высоту стенки;

поперечными и продольными, а также поперечными промежуточными, расположенными в сжатой зоне стенки балки.

7.5.2. Расчет на устойчивость стенок балок следует выполнять с учетом всех компонентов напряженного состояния: \sigma , \tau и \sigma_{loc} . Напряжения \sigma , \tau и \sigma_{loc} следует вычислять в предположении упругой работы материала по сечению брутто без учета коэффициента \varphi_{b} .

Сжимающее (краевое) напряжение \sigma у расчетной границы стенки, принимаемое со знаком «плюс», и среднее касательное напряжение \tau следует вычислять по формулам:

\sigma = My/I_{x} ; (40)

\tau = Q/(t_{w}h_{w}) , (41)

где M и Q — средние значения соответственно изгибающего момента и поперечной силы в пределах отсека; если длина отсека a (расстояние между осями поперечных ребер жесткости) больше его расчетной высоты h_{ef} , то значения M и Q следует вычислять как средние для более напряженного участка с длиной, равной h_{ef} ; если в пределах отсека момент или поперечная сила меняют знак, то их средние значения следует вычислять на участке отсека с одним знаком;

h_{ef} — расчетная высота стенки, равная: в балках с поясными соединениями на высокопрочных болтах — расстоянию между ближайшими к оси балки краями поясных уголков; в клепаных балках — расстоянию между ближайшими к оси балки рисками поясных уголков; в сварных балках — полной высоте стенки; в прессованных профилях — высоте в свету между полками (рисунок 6);

h_{w} — полная высота стенки;

t_{w} — толщина стенки.

Рисунок 6. Расчетные размеры стенок, свесов полок, поясных листов в прессованных, составных и гнутых профилях и типы прессованных профилей

Местное напряжение \sigma_{loc} (\sigma_{loc,y}) в стенке под сосредоточенной нагрузкой следует определять согласно требованиям 7.5.4.

7.5.3. Устойчивость стенок балок следует считать обеспеченной, если условная гибкость стенки \overline{\lambda_{w}} = (h_{ef}/t) \sqrt{R/E} не превышает предельных значений:

75(1 - 95R/E) \sqrt{R/E} — для сварных или прессованных балок;

115(1 - 123R/E) \sqrt{R/E} — для балок на болтах и высокопрочных болтах.

При наличии местных напряжений в стенках балок указанные предельные значения \overline{\lambda_{w}} следует умножать на 0,7.

Стенки балок следует укреплять поперечными ребрами жесткости (см. 7.5.6) при \overline{\lambda_{w}}>2,5 .

7.5.4. При сосредоточенной нагрузке на верхнем поясе балки в местах, не укрепленных ребрами, местное напряжение в стенке под грузом \sigma_{loc} следует определять по формуле

\sigma_{loc} = \frac{F}{tl_{ef}R\gamma_{c}} <1 , (42)

где F — расчетное значение сосредоточенной нагрузки (силы);

t — толщина стенки;

l_{ef} = c \sqrt[3]{\frac{I_{f}}{t}} — условная длина распределения сосредоточенной нагрузки;

c — коэффициент, принимаемый равным 3,25 для сварных балок и 3,75 — на высокопрочных болтах;

I_{f} — момент инерции пояса балки относительно собственной оси.

В отсеках, где местная нагрузка приложена к растянутому поясу, одновременно учитываются только два компонента — \sigma и \tau или \sigma_{loc} и \tau .

Расчет на устойчивость стенок балок симметричного сечения, укрепленных только поперечными ребрами жесткости, при наличии местного напряжения (\sigma_{loc} \neq 0) следует выполнять:

а) при \frac{a}{h_{ef}} \leq 0,8 — по формуле

\sqrt{(\sigma/\sigma_{cr} + \sigma_{loc}/\sigma_{loc,cr})^{2} + (\tau/\tau_{cr})^{2}} /0,9J \leq 1 , (43)

где \sigma , \sigma_{loc} и \tau — значения, определяемые согласно указаниям 7.5.2;

\sigma_{cr} и \tau_{cr} — значения, определяемые по формулам (50) и (51);

\sigma_{loc,cr} — критическое напряжение смятия стенки под нагрузкой, определяемое по формуле

\sigma_{loc,cr} = c_{1}R/\overline{\lambda_{a}^{2}} , (44)

здесь c_{1} — коэффициент, принимаемый по таблице 18, \overline{\lambda_{a}^{2}} = \frac{a}{t} \sqrt{\frac{R}{E}} ;

J — значения, определяемые согласно указаниям 7.5.5;

б) при \frac{a}{h_{ef}} >0,8 — по формуле (43) два раза:

при первой проверке \sigma_{cr} следует определять по формуле

\sigma_{cr} = c_{2}R/\overline{\lambda_{w}^{2}} , (45)

где c_{2} — коэффициент, принимаемый по таблице 19;

при второй проверке \sigma_{cr} следует определять по формуле (50), а \sigma_{loc,cr} — по формуле (44) с подстановкой величины a/2 вместо a.

Таблица 18

В стенке, укрепленной продольным ребром жесткости, расположенным на расстоянии h_{1} от сжатой кромки отсека, обе пластинки, на которые ребро разделяет отсек, следует проверять отдельно:

первую пластинку, расположенную между сжатым поясом и продольным ребром, — по формуле

\frac{1}{0,9J} [\sigma/\sigma_{cr,1} + \sigma_{loc}/\sigma_{loc,cr,1} + (\tau/\tau_{cr,1})^{2}] \leq 1 , (46)

где

\sigma_{cr,1} = \frac{1,19}{1 - h_{1}/h_{ef}} \cdot \frac{(1 + \mu_{1}^{2})^{2}}{\mu_{1}^{2}} \cdot \frac{R}{\overline{\lambda_{h1}^{2}}} , (47)

\sigma_{loc,cr,1} = (1,24 + 0,476\mu_{1}) \cdot \frac{(1 + \mu_{1}^{2})^{2}}{\mu_{1}^{2}} \cdot \frac{R}{\overline{\lambda_{a}^{2}}} , (48)

здесь \overline{\lambda_{h1}} = (h_{1}/t) \sqrt{R/E} ; \overline{\lambda_{a}} = (a/t) \sqrt{R/E} ;

\mu_{1} — параметр, равный: a/h_{1} при a/h_{1} \leq 2 и \mu_{1} = 2 при a/h_{1}>2 ;

\tau_{cr,1} — напряжение, определяемое по формуле (51);

J — значения, определяемые согласно указаниям 7.5.5;

вторую пластинку, расположенную между растянутым поясом и продольным ребром, — по формуле

\sqrt{|[\frac{\sigma(1 - 2h_{1}/h_{ef})}{\sigma_{cr,2}} \_\_\_\_ + \_\_\_\_ \frac{\sigma_{loc,2}^{2}}{\sigma_{loc,cr,2}} \_\_\_\_] + (\_\_\_\_ \frac{\tau^{2}}{\tau_{cr,2}} \_\_\_\_) \leq} 1 ,

где \sigma_{cr,2} и \tau_{cr,2} — напряжения, определяемые соответственно по формулам (57) и (51);

\sigma_{loc,2} = 0,4\sigma_{loc} ;

\sigma_{loc,cr,2} — напряжение, определяемое по формуле (44) и таблице 18, принимая a/(h_{ef} - h_{1}) вместо a/h_{ef} .

Если первая пластинка укреплена дополнительно короткими поперечными ребрами, то их следует доводить до продольного ребра. При этом для проверки первой пластинки необходимо применять формулы (46) и (48), в которых a следует заменять величиной a_{1} (где a_{1} — расстояние между осями соседних коротких ребер).

Проверка второй пластинки в этом случае остается без изменений.

7.5.5. Устойчивость стенок балок симметричного сечения, укрепленных только поперечными ребрами жесткости, при отсутствии местного напряжения (\sigma_{loc} = 0) следует считать обеспеченной, если выполнено условие

\frac{1}{J\gamma} \sqrt{{}_{c}(\sigma/\sigma_{cr})^{2} + (\tau/\tau_{cr})^{2} \leq} 1 , (49)

где

\sigma_{cr} = 30R/\overline{\lambda_{w}^{2}} ; (50)

\tau_{cr} = 10,3(1 + 0,76/\mu^{2})R_{s}/\overline{\lambda_{d}^{2}} ; (51)

J = 1 - \frac{11(\frac{\sigma_{i}}{R} - 0,7)^{2}}{1 + 507 \frac{R}{E}} (52)

(здесь при \frac{\sigma_{i}}{R} \leq 0,7 следует принимать J = 1 . Значения \frac{\sigma_{i}}{R} >1 не допускаются);

\gamma_{c} — следует принимать по таблице 6.

В формулах (49) - (52):

\mu — отношение бо́льшей стороны отсека стенки к ме́ньшей ;

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

При расположении продольного и поперечных ребер жесткости с одной стороны стенки моменты инерции сечений каждого из них следует вычислять относительно оси, совпадающей с ближайшей к ребру гранью стенки.

7.5.8. Участок стенки балки над опорой следует рассчитывать на устойчивость при центральном сжатии из плоскости балки как стойку, нагруженную опорной реакцией.

При укреплении стенки балки опорными ребрами жесткости с шириной выступающей части b_{r} (как правило, не менее 0,5b_{fi} , здесь b_{fi} — ширина нижнего пояса балки) в расчетное сечение этой стойки следует включать сечение опорных ребер и полосы стенки шириной не более 0,5t_{w} \sqrt{E/R} с каждой стороны ребра.

Толщина опорного ребра жесткости t_{r} должна быть не менее 3b_{r} \sqrt{E/R} , где b_{r} — ширина выступающей части.

Расчетную длину стойки следует принимать равной расчетной высоте стенки балки h_{ef} .

Нижние торцы опорных ребер жесткости должны быть плотно пригнаны или приварены к нижнему поясу балки и рассчитаны на воздействие опорной реакции.

Стенки центрально, внецентренно сжатых и сжато-изгибаемых элементов

7.5.9. Для центрально сжатых элементов условную гибкость стенки \overline{\lambda_{w}} = (h_{ef}/t_{w}) \sqrt{R/E} следует принимать не более значений, определяемых по формулам таблицы 21.

Таблица 21

При назначении сечения элемента по предельной гибкости, а также при соответствующем обосновании расчетом, наибольшие значения \overline{\lambda_{w}} следует умножать на коэффициент \sqrt{\frac{R\varphi}{\sigma}} (где \sigma = \frac{N}{A} ), но не более чем в 1,5 раза. При этом значения \overline{\lambda_{w}} следует принимать не более 5,3.

7.5.10. Для внецентренно сжатых и сжато-изгибаемых элементов условную гибкость стенки \overline{\lambda_{w}} следует определять в зависимости от значения \alpha = \frac{\sigma - \sigma_{1}}{\sigma} (где \sigma — наибольшее сжимающее напряжение у расчетной границы стенки, принимаемое со знаком «плюс» и вычисленное без учета коэффициентов \varphi_{e} , \varphi_{exy} или c\varphi ; \sigma_{1} — соответствующее напряжение у противоположной расчетной границы стенки) и принимать не более значений, определяемых при:

\alpha \leq 0,5 — по 7.5.9;

\alpha \geq 1 — по формуле

\overline{\lambda_{w}} \leq 3,1 \sqrt{\frac{R}{\sigma} (2\alpha - 1)} ; (58)

0,5<\alpha<1 — линейной интерполяцией между значениями, вычисленными при \alpha = 0,5 и \alpha = 1 .

7.5.11. При укреплении стенки внецентренно сжатого или сжато-изгибаемого элемента продольным ребром жесткости с моментом инерции I_{rl} \geq 6h_{ef}t^{3} , расположенным посередине стенки, наиболее нагруженную часть стенки между поясом и осью ребра следует рассматривать как самостоятельную пластинку и проверять согласно требованиям 7.5.10.

Продольные ребра жесткости следует включать в расчетные сечения элементов.

Если устойчивость стенки не обеспечена, то в расчет следует вводить два крайних участка стенки шириной по 0,6t_{w} \sqrt{E/R} , считая от границ расчетной высоты.

7.5.12. Стенки внецентренно сжатых элементов сплошного сечения (колонн, стоек, опор и т.п.) при \overline{\lambda_{w}} \geq 2,5 следует, как правило, укреплять поперечными ребрами жесткости, расположенными на расстоянии 2h_{ef} одно от другого; на каждом отправочном элементе должно быть не менее двух ребер. При наличии продольного ребра расстояние между поперечными ребрами допускается увеличивать в 1,5 раза.

Минимальные размеры выступающей части поперечных ребер жесткости следует принимать согласно требованиям 7.5.6.

Поясные листы и полки центрально, внецентренно сжатых, сжато-изгибаемых и изгибаемых элементов

7.5.13. Расчетную ширину свеса поясных листов (полок) b_{ef} следует принимать равной расстоянию (см. рисунок 6):

в прессованных, составных и сварных элементах без поясных листов — от грани стенки до края полки;

в болтовых элементах с поясными листами — от ближайшей риски болтов до свободного края листа.

При наличии вута, образующего со свесом угол не менее 30°, расчетную ширину свеса следует измерять до начала вута (в случае выкружки — принимать вписанный вут).

7.5.14. В центрально, внецентренно сжатых и сжато-изгибаемых элементах значение гибкости свеса поясного листа (полки) \overline{\lambda_{f}} = (b_{ef}/t) \sqrt{E/R} следует принимать не более значений, указанных в таблице 22 в зависимости от условной гибкости \overline{\lambda} и типа сечений (где b_{ef} следует принимать в соответствии с 7.5.13; t — толщина свеса).

Таблица 22

В случае недонапряжения элемента наибольшие значения \overline{\lambda_{f}} из таблицы 22 следует увеличивать в \sqrt{\frac{R\varphi_{m}}{\sigma}} раз, но не более чем в 1,5 раза, при этом значения \overline{\lambda_{f}} необходимо принимать не более 1,3 (здесь \varphi_{m} — меньшее из значений \varphi , \varphi_{e} , \varphi_{exy} , c\varphi , использованное при проверке устойчивости стержня; \sigma = \frac{N}{A} ).

7.5.15. В изгибаемых элементах наибольшую гибкость свеса поясного листа (полки) прессованных и сварных балок следует назначать с учетом предельных размеров свесов, приведенных в таблице 22 для \overline{\lambda} \leq 1 .

В случае недонапряжения элемента наибольшую гибкость свеса поясного листа (полки) следует увеличить в \sqrt{\frac{R}{\sigma}} раз, но не более чем в 1,5 раза; здесь \sigma — бо́льшее из двух значений:

7.5.16. При усилении свободных свесов утолщениями (бульбами) наибольшее значение гибкости свеса \overline{\lambda_{f1}} = (b_{ef1}/t) \sqrt{R/E} [здесь b_{ef1} — расчетная ширина свеса поясных листов или полок, измеряемая от центра утолщения до грани примыкающей стенки (полки) или до начала вута (см. 7.5.13)] следует определять по формуле

\overline{\lambda_{f1}} = k\overline{\lambda_{f}} , (60)

где \overline{\lambda_{f}} — наибольшее значение условной гибкости свеса при отсутствии утолщения, принимаемое по таблице 22;

k — коэффициент, определяемый по таблице 23 в зависимости от \overline{\lambda_{f}} , \gamma_{1} и \overline{\lambda} ;

где D — размер утолщения, принимаемый равным диаметру круглой бульбы; в квадратных и трапециевидных утолщениях нормального профиля D — высота утолщения при ширине бульбы не менее 1,5D в трапециевидных (рисунок 7) и не менее D — в прямоугольных утолщениях.

Рисунок 7. Схема утолщения (бульбы)

7.5.17. Расчет на устойчивость замкнутых круговых цилиндрических оболочек вращения, равномерно сжатых параллельно образующим, следует выполнять по формуле

\frac{\sigma_{1}}{\sigma_{cr,1}\gamma_{c}} \leq 1 , (61)

где \sigma_{1} — расчетное напряжение в оболочке;

\sigma_{cr,1} — критическое напряжение, при r/t <= 300, равное ме́ньшему из значений \psi R или cEt/r, а при r/t > 300, равное cEt/r (здесь r — радиус срединной поверхности оболочки; t — толщина оболочки).

Значения коэффициентов \psi и c следует определять соответственно по таблицам 24 и 25.

Таблица 24

Таблица 25

В случае внецентренного сжатия параллельно образующим или чистого изгиба в диаметральной плоскости при касательных напряжениях в месте наибольшего момента, не превышающих значения 0,07E(t/r)^{3/2} , напряжение \sigma_{cr,1} должно быть увеличено в (1,1 - 0,1\sigma_{1}\prime/\sigma_{1}) раза, где \sigma_{1}\prime — наименьшее напряжение (растягивающие напряжения считать отрицательными).

7.5.18. В круглых трубах, рассчитываемых как сжатые или сжато-изгибаемые стержни по разделу 7, при условной гибкости \overline{\lambda} = \lambda \sqrt{R/E} \geq 0,65 , должно быть выполнено условие r/t \leq \frac{280}{1 + 1400 \frac{R}{E}} .

Кроме этого, устойчивость стенок таких труб должна быть проверена по 7.5.17.

Расчет на устойчивость стенок бесшовных труб не требуется, если r/t не превышает значений 1,7 \sqrt{R/E} или 35.

8. Расчетные длины и предельные гибкости элементов алюминиевых конструкций

8.1. Расчетные длины элементов плоских ферм и связей

8.1.1. Расчетные длины сжатых элементов плоских ферм и связей в их плоскости l_{ef} и из плоскости l_{ef,1} (рисунок 8, а, б, в, г), за исключением элементов, указанных в 8.1.2 и 8.1.3, следует принимать по таблице 26.

а — треугольная со стойками; б — раскосная;

сжатых элементов (обозначения — см. таблицу 26) решеток ферм

Таблица 26

8.1.2. Расчетные длины l_{ef} и l_{ef,1} верхнего пояса фермы (неразрезного стержня) постоянного сечения с различными сжимающими или растягивающими усилиями на участках (число участков равной длины k >= 2) в предположении шарнирного сопряжения (рисунок 9, а) элементов решетки и связей, допускается определять по формулам:

в плоскости пояса фермы

l_{ef} = (0,17\alpha^{3} + 0,83)l \geq 0,8l , (62)

где \alpha — отношение усилия, соседнего с максимальным, к максимальному усилию в панелях фермы; при этом 1 \geq \alpha \geq - 0,55 ;

l_{ef,1} = [0,75 + 0,25(\beta/k - 1)^{2k - 3}]l_{1} \geq 0,5l_{1} , (63)

где \beta — отношение суммы усилий на всех участках (рассматриваемой длины между точками закрепления пояса из плоскости), кроме максимального, к максимальному усилию; при этом (k - 1) \geq \beta \geq - 0,5 . При вычислении параметра \beta в формуле (63) растягивающие усилия в стержнях необходимо принимать со знаком «минус».

а — пояс фермы; б — ветвь колонны

Рисунок 9. Схемы для определения расчетной длины элементов

Расчетные длины l_{ef} и l_{ef,1} ветви сквозной колонны постоянного сечения (неразрезного стержня) с различными сжимающими усилиями на участках (число участков равной длины k >= 2) с граничными условиями, когда один конец стержня (нижний) жестко закреплен, а другой — шарнирно оперт в плоскости решетки при шарнирном креплении к нему элементов решетки (рисунок 9, б), допускается определять по формулам:

в плоскости ветви

l_{ef} = \sqrt{0,36 + 0,59\alpha^{3}} \geq 0,6l , (64)

где \alpha — отношение усилия, соседнего с максимальным, к максимальному усилию в месте заделки; при этом 1 \geq \alpha \geq 0 ;

из плоскости ветви

l_{ef,1} = (0,6 \sqrt{k} + 0,54\beta) \frac{l_{1}}{k} \geq 0,5l_{1} , (65)

где \beta — отношение суммы усилий на всех участках, кроме максимального, к максимальному усилию в месте заделки; при этом (k - 1) \geq \beta \geq 0 .

В обоих случаях l — длина участка (см. рисунки 8 и 9); l_{1} — расстояние между точками связей из плоскости стержня (см. рисунок 9), и расчет на устойчивость следует выполнять на максимальное усилие.

8.1.3. Расчетные длины l_{ef} и l_{ef,1} (при допущении, что они не зависят от соотношения усилий) элементов перекрестной решетки, скрепленных между собой (см. рисунок 8, д), следует принимать по таблице 27.

Таблица 27

8.1.4 Радиусы инерции i сечений элементов из одиночных уголков при определении гибкости следует принимать:

при расчетной длине элемента не менее 0,85l (где l — расстояние между центрами ближайших узлов) — минимальными (i = i_{min}) ;

в остальных случаях — относительно оси уголка, перпендикулярной или параллельной плоскости фермы ( i = i_{x} или i = i_{y} в зависимости от направления продольного изгиба).

8.2. Расчетные длины элементов пространственных решетчатых конструкций

8.2.1. Расчетные длины l_{ef} и радиусы инерции сечений i сжатых, растянутых и ненагруженных элементов пространственных конструкций (рисунок 10) из одиночных уголков при определении гибкости следует принимать по таблицам 28, 29 и 30.

а, б, в — с совмещенными в смежных гранях узлами; г, д — с не совмещенными в смежных гранях узлами; е — с частично совмещенными в смежных гранях узлами

Рисунок 10. Схемы пространственных решетчатых конструкций

Таблица 28

Таблица 29

Таблица 30

8.2.2. Для определения расчетных длин раскосов по рисунку 10, в при прикреплении их без фасонок к распорке и поясу сварными швами или болтами (не менее двух), расположенными вдоль раскоса, значение коэффициента расчетной длины \mu_{d} следует принимать по строке таблицы 30 при значении n «До 2». В случае прикрепления их концов одним болтом значение \mu_{d} следует принимать по строке таблицы 30 «Одним болтом без фасонки», а при вычислении значения l_{ef} по таблице 28 вместо \mu_{d} следует принимать 0,5(1 + \mu_{d}) .

8.2.3. Расчетные длины l_{ef} и радиусы инерции i элементов из труб или парных уголков следует принимать согласно требованиям 6.1.1 — 6.1.3.

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

8.3. Расчетные длины колонн (стоек)

8.3.1 Расчетные длины l_{ef} колонн (стоек) постоянного сечения следует определять по формуле

l_{ef} = \mu l , (66)

где l — длина колонны, отдельного участка ее или высота этажа.

Коэффициенты расчетной длины \mu колонн (стоек) постоянного сечения следует определять в зависимости от условий закрепления их концов и вида нагрузки. Для некоторых случаев закрепления концов и вида нагрузки значения \mu приведены в таблице 31.

Таблица 31

Схема закрепления колонны (стойки) и вид нагрузки
\mu	1,0	0,7	0,5	2,0	1,0	2,0	0,725	1,12

8.3.2. Коэффициенты расчетной длины \mu колонн постоянного сечения в плоскости одноэтажных рам при жестком креплении ригелей к колоннам и при одинаковом нагружении верхних узлов, расположенных в одном уровне, следует определять по формулам таблицы 32.

Таблица 32

Схемы рамы	Параметры		Коэффициент расчетной длины
	p	n
	p = 0	\frac{I_{s}l_{c}}{I_{c}l}	\mu = 2 \sqrt{1 + \frac{0,38}{n}} (67)
		\frac{k(n_{1} + n_{2})}{k + 1} ; k >= 2
	p = \infty	\frac{I_{s}l_{c}}{I_{c}l}	\mu = \sqrt{\frac{n + 0,56}{n + 0,14}} (68)
		\frac{k(n_{1} + n_{2})}{k + 1} ; k >= 2
Обозначения, принятые в таблице 32: Is, Is1, Is2 — моменты инерции сечения ригелей, примыкающих к верхнему концу проверяемой колонны; Ic, lc — соответственно моменты инерции сечения и длина проверяемой колонны; l, l1, l2 — пролеты рамы; k — число пролетов; n_{1} = \frac{I_{s1}l_{c}}{I_{c}l_{1}} .n_{2} = \frac{I_{s2}l_{c}}{I_{c}l_{2}} ; p — относительная жесткость нижних узлов.
Примечание. Для крайней колонны свободной многопролетной рамы коэффициент \mu следует определять при значениях p и n как для колонн однопролетной рамы.

При шарнирном креплении ригелей к колоннам в формуле (68) следует принимать n = 0.

8.3.3. Расчетную длину колонн рам в направлении вдоль здания (из плоскости рамы) следует принимать равной расстоянию между точками, закрепленными от смещения из плоскости рамы (опорами колонн, подкрановых балок и подстропильных ферм, узлами крепления связей и ригелей и т.п.).

Расчетную длину допускается определять на основе расчетной схемы, учитывающей фактические условия закрепления концов колонн.

8.4. Предельные гибкости элементов

8.4.1. Гибкости элементов \lambda = l_{ef}/i , как правило, не должны превышать предельных значений \lambda_{u} , приведенных в таблице 33 для сжатых элементов и в таблице 34 - для растянутых. При этом гибкость растянутых элементов проверяется только в вертикальной плоскости.

Таблица 33

8.4.2. При проверке гибкости растянутых стержней перекрестной решетки из одиночных уголков радиус инерции следует принимать относительно оси, параллельной полке уголка. Стержни перекрестной решетки в месте пересечения должны быть скреплены между собой.

8.4.3. Для растянутых раскосов стропильных ферм с незначительными усилиями, в которых при неблагоприятном расположении нагрузки может изменяться знак усилия, предельная гибкость принимается как для сжатых элементов, при этом соединительные прокладки должны устанавливаться не реже чем через 40i.

9. Расчет элементов конструкций с применением тонколистового алюминия

Тонколистовой алюминий следует применять в качестве элементов ограждающих и несущих конструкций:

а) мембран;

б) плоских листов, укрепленных ребрами или специальной штамповкой;

в) плоских листов и лент, предварительно напряженных как в одном, так и в двух направлениях;

г) гофрированных листов без укреплений или со специальными укреплениями.

9.1. Элементы, работающие на сжатие и изгиб

9.1.1. При расчете на прочность сжатого в одном направлении плоского листа, шарнирно опертого по контуру (рисунок 11), в рабочую площадь следует включать часть листа размером 2c, определяемым по формуле

усиленных продольными ребрами

9.1.3. При расчете на прочность листов с волнистыми и трапециевидными гофрами, шарнирно опертых по контуру и сжимаемых в направлении гофров, при отношении \frac{a}{b} \geq 3 (рисунок 13, а) в рабочую площадь следует включать часть листа размером 2c:

c = 1,04 \sqrt{\frac{K}{tdR} (\sqrt{D_{x}D_{y}} + D_{xy})} , (70)

где D_{x} = EI_{x} ; D_{y} = \frac{K}{d} \frac{Et^{3}}{12(1 - \nu^{2})} ; D_{xy} = \nu D_{y} + \frac{d}{K} \frac{Gt^{3}}{6} ; I_{x} = \frac{I_{x1}}{2K} ,

здесь K, d — соответственно шаг и длина по периметру одной полуволны (рисунок 14);

I_{x1} — момент инерции одной волны;

\nu = 0,3 — коэффициент поперечной деформации;

G — модуль сдвига.

а — без поперечных ребер жесткости; б — с поперечными ребрами жесткости

Рисунок 13. Расчетная схема сжатого гофрированного листа

Рисунок 14. Геометрические параметры для гофра

Когда отношение \frac{a}{b} <3 или гофрированный лист разделяется поперечными ребрами, имеющими момент инерции I_{s} (см. 9.1.4), на ряд ячеек с соотношением сторон \frac{a}{b} <3 (см. рисунок 13, б), значение c следует определять по формуле

c = 0,74 \sqrt{\frac{K}{tdR} (\sqrt{D_{x} \frac{b^{2}}{a^{2}} + 2D_{xy} + D_{y} \frac{a^{2}}{b^{2}}})} . (71)

В формуле (71) обозначения те же, что в формуле (70); значения a и b следует принимать по рисунку 13.

При наличии продольных ребер (рисунок 15) в рабочую площадь следует включать площадь этих ребер и часть листа размером c в каждую сторону от ребра.

В случае, если значения I_{s} меньше указанных в формулах (72) и (73) величин, то значение c подсчитывается по формуле (70).

При этом значение D_{y} следует принимать

D_{y} = \frac{K}{d} \frac{Et^{3}}{12(1 - \mu)} + \frac{EI_{s}}{a} .

9.1.5. Гофрированный лист, не имеющий усиливающих ребер, при действии поперечной нагрузки следует рассчитывать на изгиб по формулам (17) и (18) как балку.

Для листов с трапециевидным гофром размер сжатых полок, включаемых в расчетное сечение, следует определять по формуле (69). При этом в формулах (17) и (18) W_{x} и I_{x} следует вычислять для рабочей площади сечения.

9.1.6 Прогиб f свободно опертых гофрированных листов при изгибе следует определять по формуле

f = \alpha f_{0} , (74)

где \alpha — коэффициент, учитывающий увеличение прогиба вследствие деформации поперечного сечения гофрированного листа под нагрузкой и принимаемый:

для волнистых листов и листа с трапециевидным гофром с приклеенным жестким утеплителем (типа пенопласта), равным 1;

для трапециевидных — по таблице 35;

f_{0} — прогиб гофрированного листа, работающего как балка, при вычислении которого I_{x} принимается согласно 9.1.5.

Таблица 35

9.1.7. Изгибаемые тонколистовые конструкции с гофрированным листом, усиленным продольными ребрами, следует рассчитывать на прочность и прогиб с учетом включения в работу ребер и части листа размером c в каждую сторону от ребра (см. рисунок 12, б), определяемым по формуле (70) независимо от наличия поперечных ребер.

9.1.8. При расчете сжато-изгибаемых и растянуто-изгибаемых гофрированных листов с трапециевидным гофром (обшивок трехслойных панелей с закладным утеплителем) на прочность при обеспечении совместной работы обшивок и продольных ребер, кроме моментов инерции гофрированных листов относительно их нейтральных осей, следует учитывать момент инерции сечения, в которое входят продольные ребра и часть обшивок размером c (рисунок 16):

c = 47 + 30 \frac{b}{a} - 3,3 \frac{E\overline{I_{x}}}{10^{5}} , мм, (75)

где \frac{b}{a} — отношение ширины панели к шагу поперечных ребер;

E\overline{I_{x}} — жесткость гофра относительно его нейтральной оси, деленная на длину по периметру, кН x м.

Рисунок 16. Сечение трехслойной панели

9.1.9. Местную устойчивость сжатых горизонтальных граней изгибаемых листов с трапециевидным гофром (см. рисунок 14, а) следует проверять с учетом упругого защемления продольных кромок по формуле

\sigma \leq k_{loc}VE(\frac{t}{a})2 , (76)

k_{loc} — коэффициент, принимаемый по таблице 36;

V — коэффициент, принимаемый по таблице 37.

Таблица 36

9.1.10 Местную устойчивость волнистых листов при изгибе (см. рисунок 14, б) следует проверять по формуле

9.1.12 Местную устойчивость элементов листа трапециевидной формы при центральном сжатии следует проверять по формуле

Местную устойчивость волнистого гофрированного листа при центральном сжатии следует проверять по формуле

. (79)

9.1.13. Местную устойчивость наклонных граней листов с трапециевидным гофром (см. рисунок 14) в местах опирания на прогоны или ригели рекомендуется проверять по формуле (43) с заменой коэффициента \gamma_{\text{с}} = 0,9 на \gamma_{\text{с}} = 0,7 . При этом значения напряжения \tau и критических напряжений \sigma_{loc,cr} , \tau_{cr} , \sigma_{cr} следует определять по формулам:

\tau = \frac{Q}{2bt} ; (80)

Кроме наклонных граней необходимо проверять на устойчивость горизонтальные сжатые грани профилированного листа, при этом местные напряжения \sigma_{loc} следует определять с учетом ослабления сечения по формуле

\sigma_{loc} = \frac{F}{2t(b_{f} + 2r)sin\alpha} , (85)

где F — опорная реакция, приходящаяся на одну волну листа;

b — ширина полки прогона или ригеля;

r — радиус сочленения наклонной и горизонтальной граней листа;

\alpha — угол наклона грани (см. рисунок 14).

9.2. Элементы мембранных конструкций

9.2.1. Для пролетной конструкции мембранных систем следует применять поставляемый в рулонах алюминиевый лист марок АМг2Н2, АМг3Н2 по ГОСТ 21631 и ГОСТ 13726.

9.2.2. Расчет элементов мембранных конструкций следует производить на основе совместной работы мембраны и контура с учетом их деформированного состояния, геометрической нелинейности мембраны, начального (имеющегося до нагружения) провиса мембраны.

9.2.3 При расчете опорного контура мембранных конструкций следует учитывать:

осевое сжатие;

сжатие, вызываемое усилиями сдвига по линии контакта мембраны с элементами контура;

изгиб в горизонтальной и вертикальной плоскостях.

9.2.4. При прикреплении мембраны с эксцентриситетом относительно центра тяжести сечения контура кроме факторов, указанных в 9.2.3, при расчете контуров следует учитывать его кручение.

9.2.5. При расчете пространственных блоков (панелей) с одноосным предварительным напряжением верхней (кровельной) обшивки при наличии торцевых элементов жесткости обшивку следует вводить в работу верхнего (сжатого) пояса каркаса блока при условии обеспечения их надежной совместной работы.

Величину предварительного натяжения обшивки, расположенной в сжатой зоне, следует определять из условия равенства в ней нулю суммарных напряжений (без учета мембранных) при действии расчетной нагрузки.

При контроле процесса натяжения по силовым параметрам и возможности регулирования растягивающих усилий их величину следует назначать с учетом коэффициента условий работы \gamma_{c} = 1 . При контроле только по геометрическим параметрам напряжения в обшивке должны удовлетворять условиям:

, (86)

где \sigma_{p} , \sigma_{F} — напряжения в листе соответственно от предварительного натяжения и от внешней нагрузки.

9.2.6. При надлежащем обосновании величину предварительного натяжения обшивки, расположенной в сжатой зоне, допускается определять из условия равенства нулю суммарных напряжений (без учета мембранных) при действии нормативной нагрузки.

9.2.7. При расчете элементов мембранных конструкций с одноосным предварительным напряжением обшивок следует учитывать дополнительное воздействие мембранных (цепных) усилий в обшивке на продольные элементы каркаса.

9.2.8. Мембранные конструкции следует рассчитывать на температурные воздействия с учетом разности коэффициентов линейного расширения материалов мембраны и контура.

10. Расчет соединений конструкций из алюминиевых сплавов

10.1. Сварные соединения

10.1.1 Сварные швы следует рассчитывать по формулам таблицы 38.

Таблица 38

Сварные соединения внахлестку двумя лобовыми швами (см. рисунок 1, б) имеют расчетное сопротивление, равное расчетному сопротивлению сварного соединения встык (см. рисунок 1, а) при условии, что лобовые швы выполнены с катетом не менее толщины привариваемого элемента и их концы выведены за пределы соединения.

10.1.2. Сварные стыковые соединения, работающие на изгиб, следует рассчитывать по формулам для расчета целого сечения с расчетными сопротивлениями, принятыми по таблицам 8 и 9.

10.1.3 Сварные стыковые соединения, работающие одновременно на изгиб и срез, следует проверять по формуле

\frac{\sigma_{w}}{2} + \sqrt{\frac{\sigma_{w}^{2}}{4} + \tau_{w}^{2}} \leq R_{w}\gamma_{c} , (87)

где \sigma_{w} — напряжение в сварном соединении от изгиба;

\tau_{w} — напряжение в сварном соединении от среза.

10.1.4. При одновременном действии срезывающих напряжений в двух направлениях в одном и том же сечении углового шва расчет следует производить на равнодействующую этих напряжений.

10.1.5. Угловые швы, прикрепляющие элемент, на который действуют одновременно осевое усилие и изгибающий момент, следует рассчитывать по формуле (27), в которой:

A_{n} = A_{wf} — расчетная площадь швов;

I_{xn} , I_{yn} — моменты инерции расчетной площади швов относительно осей x-x и y-y соответственно;

R = R_{wf} — расчетное сопротивление углового шва.

10.2. Заклепочные и болтовые соединения

10.2.1. В болтовых соединениях при действии продольной силы N, проходящей через центр тяжести соединения, распределение этой силы между болтами следует принимать равномерным.

Болтовые или заклепочные соединения, воспринимающие продольные силы, следует рассчитывать на срез болтов или заклепок, смятие основного металла и на растяжение болтов (во фланцевых соединениях) по формулам таблицы 39.

Таблица 39

10.2.2. Болты, работающие одновременно на срез и растяжение, следует проверять отдельно на срез и растяжение.

10.2.3. В креплениях одного элемента к другому через прокладки или иные промежуточные элементы, а также в креплениях с односторонней накладкой число болтов или заклепок должно быть увеличено против расчетного числа на 10%.

При прикреплении выступающих полок уголков или швеллеров с помощью коротышей количество болтов, прикрепляющих коротыш к этой полке, должно быть увеличено против расчетного числа на 50%.

10.3. Монтажные соединения на высокопрочных стальных болтах

10.3.1. Монтажные соединения на высокопрочных стальных болтах следует рассчитывать в предположении передачи действующих в стыках и прикреплениях усилий через трение, возникающее по соприкасающимся плоскостям соединяемых элементов от натяжения высокопрочных болтов. При этом распределение продольной силы между болтами следует принимать равномерным.

10.3.2. Расчетное усилие Q_{bh} , которое может быть воспринято каждой поверхностью трения соединяемых элементов, стянутых одним высокопрочным болтом, следует определять по формуле

Q_{bh} = R_{bh}\gamma_{b}A_{bn}\mu/\gamma_{h} , (91)

где R_{bh} — расчетное сопротивление растяжению высокопрочного болта, определяемое согласно таблице Г.8 приложения Г СП 16.13330;

\gamma_{b} — коэффициент условия работы соединения, принимаемый равным 0,8;

A_{bn} — площадь сечения болта нетто, определяемая согласно таблице Г.9 приложения Г СП 16.13330;

\mu — коэффициент трения, принимаемый по таблице 40;

Количество n высокопрочных болтов в соединении при действии продольной силы следует определять по формуле

10.3.3. Расчет на прочность соединяемых элементов, ослабленных отверстиями под высокопрочные болты, следует выполнять с учетом того, что половина усилия, приходящегося на каждый болт, в рассматриваемом сечении уже передана силами трения. При этом проверку ослабленных сечений следует производить по площади сечения брутто A при A_{n} \geq 0,85A или по условной площади A_{c} = 1,18A_{n} при A_{n}<0,85A .

10.4. Соединения с фрезерованными торцами

В соединениях с фрезерованными торцами сжимающую силу следует считать полностью передающейся через торцы.

Во внецентренно сжатых и сжато-изгибаемых элементах сварные швы и болты, включая высокопрочные, указанных соединений следует рассчитывать на максимальное растягивающее усилие от действия момента и продольной силы при наиболее неблагоприятном их сочетании, а также на сдвигающее усилие от действия поперечной силы.

10.5. Поясные соединения в составных балках

10.5.1. Сварные швы, заклепки и высокопрочные болты, соединяющие стенки и пояса составных двутавровых балок, следует рассчитывать по формулам таблицы 41.

Таблица 41

В формулах (93) - (96, а) приняты следующие обозначения:

T = QS/I — сдвигающее пояс усилие на единицу длины, вызываемое поперечной силой Q (здесь S — статический момент брутто пояса балки относительно нейтральной оси);

a — шаг поясных заклепок или высокопрочных болтов;

Q_{bh} — расчетное усилие одного высокопрочного болта, определяемое по формуле (91);

V = \gamma_{f}F/l_{ef} — давление от сосредоточенного груза F (здесь \gamma_{f} — коэффициент, принимаемый согласно СП 20.13330);

l_{ef} — условная длина распределения сосредоточенной нагрузки, принимаемая по 7.5.4;

\alpha — коэффициент, принимаемый при нагрузке по верхнему поясу балки, в которой стенка пристрогана к верхнему поясу, \alpha = 0,4 ; при отсутствии пристрожки стенки или при нагрузке по нижнему поясу \alpha = 1 .

10.5.2. В балках с соединениями на заклепках или высокопрочных болтах с многолистовыми поясными пакетами прикрепление каждого из листов за местом своего теоретического обрыва следует рассчитывать на половину усилия, которое может быть воспринято сечением листа. Прикрепление каждого листа на участке между действительным местом его обрыва и местом обрыва предыдущего листа следует рассчитывать на полное усилие, которое может быть воспринято сечением листа.

11. Проектирование алюминиевых конструкций

11.1. Общие указания по проектированию

11.1.1 При проектировании алюминиевых конструкций необходимо:

а) предусматривать связи, обеспечивающие в процессе монтажа и эксплуатации устойчивость и пространственную неизменяемость сооружения в целом и его элементов, назначая их в зависимости от основных параметров и режима эксплуатации сооружения (конструктивной схемы пролетов, температурных воздействий и т.д.);

б) предусматривать возможность укрупнения элементов конструкций на строительной площадке для монтажа их крупными блоками и обеспечения устойчивости отдельных элементов и блоков сооружения в процессе монтажа;

в) предусматривать монтажные крепления элементов, обеспечивающие возможность их легкой сборки и удобного выполнения соединений на монтаже (устройство монтажных столиков и т.п.), а также быстроту выверки конструкций;

г) предусматривать монтажные соединения элементов болтовыми; сварные монтажные соединения допускать лишь в тех случаях, когда применение болтов нерационально или не разрешается нормативными документами.

11.1.2. Прогибы изгибаемых элементов следует определять без учета коэффициентов динамичности и ослабления сечений отверстиями для заклепок и болтов.

Относительные прогибы элементов алюминиевых конструкций не должны превышать значений, приведенных в СП 20.13330.

11.1.3. Температурные климатические воздействия на алюминиевые конструкции следует учитывать путем соблюдения наибольших расстояний между температурными швами в соответствии с таблицей 42.

11.1.4. Коррозионную стойкость алюминиевых конструкций, подвергающихся воздействию агрессивных сред, следует обеспечивать путем выбора марки и состояния алюминия, назначения рациональных конструктивных форм и минимальных толщин в соответствии с СП 28.13330.

11.1.5. Для повышения коррозионной стойкости стальные болты подлежат оцинковке или кадмированию. Для исключения местного повреждения алюминиевых сплавов в момент стягивания болта под головки и гайки болтов следует устанавливать шайбы. При выполнении шайб из стали, они должны быть оцинкованы или кадмированы.

11.2 Проектирование ограждающих конструкций

Подраздел 11.2 утратил силу с 17.06.2017. — Приказ Минстроя России от 16.12.2016 № 948/пр (ред. 10.02.2017).

12. Конструктивные требования

12.1. Общие указания

12.1.1. Выбор вида соединения (сварное, болтовое и др.) следует производить в зависимости от характера работы соединения и с учетом степени ослабления алюминия, определяемого видом соединения.

Для термически не упрочняемых сплавов (особенно в отожженном состоянии) основным способом соединения следует выбирать сварку.

Сварные соединения элементов несущих конструкций следует выполнять в заводских условиях. При проектировании сварных конструкций необходимо предусматривать применение кондукторов.

12.1.2. Тонколистовые ограждающие конструкции и их соединения следует проектировать сварными или клепаными (заводские и монтажные крепления обшивок к каркасам, стыки для укрупнения тонколистовых элементов, стыки в кровельных покрытиях), а также с применением соединений на фальцах, защелках и др.

12.1.3. При проектировании сварных тонколистовых конструкций необходимо обеспечить сохранение внешнего вида конструкции путем: выбора способа сварки, обеспечивающего требуемый внешний вид сварных соединений; применения жестких кондукторов; проковки сварных швов для уменьшения сварочных деформаций и др.

12.1.4. Минимальную толщину несущих и ограждающих алюминиевых конструкций следует назначать по расчету и в зависимости от условий их перевозки, монтажа и эксплуатации.

Толщина элементов ограждающих конструкций при нормальных условиях их эксплуатации допускается не менее 0,8 мм.

12.1.5. Комбинированные соединения, в которых часть усилий воспринимается заклепками, а часть — сварными швами, применять запрещается.

12.1.6. Допускается сочетание в одной конструкции элементов из алюминия и стали при обеспечении мер по предотвращению контактной коррозии.

12.1.7. Соединения элементов ограждающих конструкций (витрин, витражей, окон, дверей и др.), выполняемые на вкладышах, должны быть проверены в опытных конструкциях.

Непосредственное соприкосновение заполнения из стекла с элементами алюминиевого каркаса не допускается.

12.2. Сварные соединения

12.2.1 При проектировании конструкций со сварными соединениями следует:

применять высокопроизводительные механизированные способы сварки;

предусматривать возможность сварки без кантовки конструкций при изготовлении;

обеспечивать свободный доступ к местам наложения швов с учетом выбранного способа и технологии сварки;

назначать размеры и взаимное расположение швов и выбирать способ сварки исходя из требований обеспечения наименьших собственных напряжений и деформаций при сварке;

избегать сосредоточения большого числа швов в одном месте;

принимать количество и размеры сварных швов минимально необходимыми.

12.2.2. Разделку кромок под сварку следует назначать с учетом способа и технологии сварки, положения шва в пространстве и толщины свариваемых элементов по ГОСТ 14806.

12.2.3. При проектировании сварных соединений и узлов в несущих конструкциях следует предусматривать снижение концентрации напряжений, применяя для этого соответствующие конструктивные решения и технологические мероприятия.

Следует предусматривать преимущественно сварные соединения встык с обязательной подваркой корня шва или с использованием формирующих подкладок. Концы швов встык следует выводить за пределы стыка (например, с помощью выводных планок).

При сварке встык двух листов разной толщины следует осуществлять переход от толстого листа к тонкому устройством скоса по ГОСТ 14806.

Число стыков в расчетных элементах должно быть минимальным.

12.2.4. Сварные соединения следует, как правило, располагать в менее напряженных местах элементов конструкции.

12.2.5. В узлах несущих конструкций из прессованных профилей следует предусматривать сварные соединения встык и в тавр.

12.2.6 Размеры и форма сварных угловых швов должны удовлетворять следующим требованиям:

катет швов k_{f} следует принимать не менее толщины наиболее тонкого элемента. Если в соединении более тонкий элемент имеет бульбу, то предельная величина катета шва k_{f} может быть увеличена до 1,5t (где t — наименьшая толщина соединяемых элементов);

расчетная длина флангового и лобового швов должна быть не менее 40 мм;

расчетная длина флангового шва должна быть не более 50k_{f} ;

в соединениях внахлестку размер нахлестки должен быть не менее пяти толщин наиболее тонкого элемента.

Рекомендации по конструированию сварных соединений приведены в Приложении И.

12.2.7. Сварные соединения тонколистовых конструкций следует проектировать с учетом технологических особенностей применяемых способов сварки:

приварку тонких листов обшивок к более толстым элементам каркаса допускается выполнять аргонодуговой точечной сваркой, в том числе с рассверливанием перед сваркой листа и подкрепляющего элемента со стороны листа;

допускается укрупнение тонколистовых элементов в заводских условиях выполнять сваркой аргонодуговой точечной и аргонодуговой непрерывным швом.

При сварке стыков кровельных покрытий в монтажных условиях следует, как правило, применять аргонодуговую сварку вольфрамовым или плавящимся электродом с импульсивным питанием дуги. Основными видами соединений при этом являются нахлесточное и бортовое.

При применении аргонодуговой точечной сварки в монтажных условиях для соединения тонколистовых элементов основным видом соединения является нахлесточное; величина нахлестки должна быть не менее 30 мм.

12.3. Заклепочные и болтовые соединения

12.3.1. Размещение заклепок и болтов, в том числе высокопрочных, следует производить согласно таблице 43.

Таблица 43

Соединительные болты, располагаемые вне узлов и стыков, следует размещать на максимальных расстояниях.

12.3.2. В рабочих элементах конструкций число расположенных по одну сторону стыка заклепок, прикрепляющих элемент в узле, должно быть не менее двух.

12.3.3. При заводской холодной клепке толщина склепываемого пакета на скобе не должна превышать четырех диаметров заклепок.

12.3.4. Конструкция соединения тонких алюминиевых лент с контуром должна иметь регулируемое предварительное натяжение и не допускать контакта между алюминием, сталью и бетоном.

12.3.5. Диаметр заклепки должен быть не более пяти толщин наиболее тонкого элемента. За расчетный диаметр заклепки следует принимать диаметр отверстия.

12.3.6. Форма заклепки и ее размеры для холодной клепки устанавливаются техническими условиями на изготовление строительных конструкций из алюминия.

12.3.7. В конструкциях из профилированных листов ребра жесткости или диафрагмы следует соединять в каждой точке касания с гофром и элементом, усиливающим конструкцию.

12.3.8. Стыки мембранной обшивки следует выполнять внахлестку, при этом стык должен быть соединен не менее чем двумя рядами сварных точек или заклепок.

13. Противопожарные требования

13.1. Алюминиевые конструкции должны сохранять несущую и (или) ограждающую способность при пожаре в течение времени, установленного в документах, приведенных в 4.2.

13.2. В зависимости от выполняемых функций огнестойкость (предел огнестойкости в минутах) алюминиевых конструкций определяется следующим предельным состоянием:

для ограждающих конструкций — потерей целостности и, если требуется, потерей теплоизолирующей способности;

для несущих конструкций — потерей несущей способности;

для совмещающих функции несущих и ограждающих конструкций — потерей несущей способности, потерей целостности и, если требуется, потерей теплоизолирующей способности.

13.3. Пределы огнестойкости алюминиевых конструкций должны соответствовать требуемой степени огнестойкости зданий и сооружений, в которых они применяются. Собственные пределы огнестойкости следует определять по результатам испытаний. В отдельных случаях допускается их определение расчетным путем.

13.4 Для обеспечения требуемого предела огнестойкости алюминиевых конструкций следует использовать:

огнезащитные напыляемые составы, обмазки, облицовки огнестойкими плитными, листовыми и другими материалами;

нанесение на обогреваемую поверхность конструкции тонкослойных вспучивающихся покрытий (специальных огнезащитных составов с толщиной сухого слоя, не превышающей 3 мм и увеличивающих многократно свою толщину при огневом воздействии);

комбинации способов защиты.

13.5. При применении огнезащитных составов к конструкциям, имеющим защитное покрытие поверхности, огнезащитные характеристики следует определять с учетом поверхностного слоя, используемого в качестве гидроизоляционного или декоративного.

13.6. Применение средств огнезащиты следует осуществлять в соответствии с проектом огнезащиты (по ГОСТ Р 21.1101).

13.7. Нагрузки от средств огнезащиты следует учитывать в нагрузках при расчетах алюминиевых конструкций.

Приложение В утратило силу с 17.06.2017. — Приказ Минстроя России от 16.12.2016 № 948/пр (ред. 10.02.2017).

Приложение Г (обязательное)

КОЭФФИЦИЕНТЫ \varphi ДЛЯ РАСЧЕТА НА УСТОЙЧИВОСТЬ ЦЕНТРАЛЬНО СЖАТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

В таблице Г.1 показаны схемы сечений, для которых в таблицах Г.2 и Г.3 настоящего приложения приведены значения коэффициента \varphi .

Таблица Г.1

Схемы сечений для определения коэффициента \varphi

Тип сечения		Номер таблицы
обозначение	форма
1		Г.2
2		Г.3

Коэффициенты \varphi устойчивости центрально сжатых

Таблица Г.3

Коэффициенты \varphi устойчивости центрально сжатых элементов для сечений типа 2

t_{f} — суммарная толщина листов пояса и горизонтальной полки поясного уголка;

a — сумма высоты вертикальной полки поясного уголка с толщиной пакета горизонтальных листов;

Таблица Д.2

Коэффициент \psi для балок двутаврового сечения с двумя осями симметрии при одном закреплении балки в середине пролета