СНиП II-23-81 (1990), часть 4

• часть 1
• часть 2
• часть 3
• часть 4
• часть 5
• часть 6
• часть 7
• часть 8
• часть 9
• часть 10
• часть 11

Рис. 13. Схема балки, укрепленной поперечными основными ребрами и

продольным ребром жесткости

а – сосредоточенная нагрузка F приложена к сжатому поясу; б – то же к растянутому; 1 – поперечное основание ребро жесткости; 2 – продольное ребро жесткости; 3 – пластинка у сжатого пояса; 4 – пластинка у растянутого пояса

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

s /s _{cr 1} + s _loc /s _{loc,cr 1} + (t /t _{cr 1} ) ² £ g _c , (82)

где g _с следует принимать по табл. 6* настоящих норм, а s , s _loc и t – определять согласно требованиям п. 7.2*.

Значения s _{cr 1} и s _{loc,cr 1} следует определять по формулам:

при s _loc = 0

, (83)

где ;

при s _loc ¹ 0 и m = a /h ₁ £ 2

; (84)

s _{loc,cr 1} = (1,24 + 0,476m ₁ ), (85)

где . (86)

Если a /h ₁ > 2, то при вычислении s _{cr 1} и s _{loc,cr 1} следует принимать a = 2h ₁ ; t _{cr 1} необходимо определять по формуле (76) с подстановкой в нее размеров проверяемой пластинки;

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

, (87)

где ; (88)

s _{loc,cr 2} – следует определять по формуле (80) и табл. 23 при d = 0,8, заменяя значение отношения a /h_ef значением а /(h_ef – h ₁ );

t _{cr 2} – следует определять по формуле (76) с подстановкой в нее размеров проверяемой пластинки;

s _{loc 2} = 0,4s _loc – при приложении нагрузки к сжатому поясу (рис. 13,а);

s _{loc 2} = s _loc – при приложении нагрузки к растянутому поясу (рис. 13,б).

Коэффициент t _c следует определять по табл. 6* настоящих норм.

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

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

В этом случае расчет пластинки 3 следует выполнять по формулам (82) – (86), в которых величину а следует заменять величиной а ₁ , где а ₁ – расстояние между осями соседних коротких ребер (рис. 14); расчет пластинки 4 следует выполнять согласно требованиям п. 7.7, б.

7.9. Расчет на устойчивость стенок балок асимметричного сечения (с более развитым сжатым поясом) следует выполнять по формулам пп. 7.4*, 7.6*– 7.8 с учетом следующих изменений:

для стенок, укрепленных только поперечными ребрами жесткости, в формулах (75) и (81) и табл. 25 значение h_ef следует принимать равным удвоенному расстоянию от нейтральной оси до расчетной (сжатой) границы отсека. При a /h_ef > 0,8 и s _loc ¹ 0 следует выполнять оба расчета, указанные в пп. 7.6*, б и 7.6*, в , независимо от значения s _loc /s ;

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

а) в формулы (83), (84) и (87) вместо h ₁ /h_ef следует подставлять ;

б) в формулу (88) вместо (0,5 – h ₁ /h_ef ) следует подставлять .

Здесь ,

где s _t – краевое растягивающее напряжение (со знаком "минус") у расчетной границы отсека.

В случае развитого растянутого (ненагруженного) пояса расчет на устойчивость при одновременном действии напряжений s и t следует производить по формуле (90).

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

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

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

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

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

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

7.11. При укреплении стенки одним продольным ребром необходимые моменты инерции J_s сечений ребер жесткости следует определять:

для поперечных ребер – по формуле

J_s = 3h_ef t ³ ; (89)

для продольного ребра – по формулам табл. 26 с учетом его предельных значений.

Таблица 26

	Необходимый момент	Предельные значения
h 1 /hef	инерции сечения продольного ребра Jsl	минимальные Jsl,min	максимальные Jsl,max
0,20	(2,5 - 0,5a /hef ) ´ a 2 t 3 /hef	1,5hef t 3	7hef t 3
0,25	(1,5 – 0,4a /hef ) ´ a 2 t 3 /hef	1,5hef t 3	3,5hef t 3
0,30	1,5hef t 3	–	–
Примечание. При вычислении Jsl для промежуточных значений h 1 /hef допускается линейная интерполяция.

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

Минимальные размеры выступающей части поперечных и продольных ребер жесткости следует принимать согласно требования п. 7.10.

7.12. Участок стенки балки составного сечения над опорой при укреплении его ребрами жесткости следует рассчитывать на продольный изгиб из плоскости как стойку, нагруженную опорной реакцией. В расчетное сечение этой стойки следует включать сечение ребра жесткости и полосы стенки шириной с каждой стороны ребра. Расчетную длину стойки следует принимать равной высоте стенки.

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

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

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

СТЕНКИ ЦЕНТРАЛЬНО-, ВНЕЦЕНТРЕННО-СЖАТЫХ И СЖАТО-ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

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

Таблица 27

Относительный эксцентриситет	Сечение элемента	Значения и	Формулы для определения
	Двутавровое	< 2,0 ³ 2,0	= 1,30+0,152 = 1,20+0,35, но не более 2,3
m = 0	Коробчатое, швеллерное прокатное	< 1,0 ³ 1,0	= 1,2 = 1,0+0,2, но не более 1,6
	Швеллерное, кроме прокатного	< 0,8 ³ 0,8	= 1,0 = 0,85+0,19, но не более 1,6
m ³ 1,0	Двутавровое, коробчатое	< 2,0 ³ 2,0	= 1,30+0,15 = 1,20+0,35, но не более 3,1
Обозначения, принятые в таблице 27*: – условная гибкость элемента, принимаемая в расчете на устойчивость при центральном сжатии; – условная гибкость элемента, принимаемая в расчете на устойчивость в плоскости действия момента. Примечания: 1. К коробчатым относятся замкнутые прямоугольные профили (составные, гнутые прямоугольные и квадратные). 2. В коробчатом сечении при m > 0 значение следует определять для стенки, параллельной плоскости изгибающего момента. 3. При значениях 0 < m < 1,0 значение следует определять линейной интерполяцией между значениями, вычисленными при m = 0 и m = 1,0.

7.15. Исключен с табл. 28.

7.16*. Для внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов двутаврового и коробчатого сечений (рис. 16*), рассчитываемых по формуле (56), отношение расчетной высоты стенки h_ef к толщине t следует определять в зависимости от значения a = (s - s ₁ )/s (s - наибольшее сжимающее напряжение у расчетной границы стенки, принимаемое со знаком "плюс" и вычисленное без учета коэффициентов j _e , j _exy или cj ; s ₁ - соответствующее напряжение у противоположной расчетной границы стенки) и принимать не более значений, определяемых:

при a £ 0,5 – по п. 7.14* настоящих норм;

при a ³ 1 – по формуле

(90)

гдездесьсреднее касательное напряжение в рассматриваемом сечении);

при 0,5 < a < 1 – линейной интерполяцией между значениями, вычисленными при a = 0,5 и a = 1 .

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

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

(91)*

где b_f – ширина полки тавра;

h_ef – расчетная высота стенки тавра.

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

При значении сечения элемента по предельной гибкости, а также при соответствующем обосновании расчетом наибольшие значения h_ef /t следует умножать на коэффициент(где j _m = j или j _m = j _e , s = N /A ), но не более чем на 1,25.

7.19*. В центрально-сжатых элементах двутаврового сечения для стенок, имеющих расчетную высоту h_ef и укрепленных парным продольным ребром, расположенным посредине, значение h_ef /t , установленное в п. 7.14*, следует умножать на коэффициент b , определяемый при J_sl /(h_ef t ³ ) £ 6 по формуле

, (92)

где J_sl – момент инерции сечения продольного ребра.

При укреплении стенки внецентренно-сжатого или сжато-изгибаемого элемента продольным ребром жесткости с моментом инерции J_sl ³ 6h_ef t ³ , расположенным посредине стенки, наиболее нагруженную часть стенки между поясом и осью ребра следует рассматривать как самостоятельную пластинку и проверять согласно требованиям п. 7.14*, и 7.16*.

При расположении ребра с одной стороны стенки его момент инерции должен вычисляться относительно оси, совмещенной с ближайшей гранью стенки.

Продольные ребра жесткости следует включать в расчетные сечения элементов.

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

Минимальные размеры выступающей части продольных ребер жесткости следует принимать согласно требованиям п. 7.10 настоящих норм.

7.20*. В случаях, когда фактическое значение h_ef /t превышает значение, определяемое по п. 7.14* (для центрально-сжатых элементов не более чем в два раза), в расчетных формулах за значение А следует принимать значение А_red , вычисленное с высотой стенки h_red (в коробчатом сечении определяются h_red и h_{red 1} для пластинок, образующих сечение и расположенных соответственно параллельно и перпендикулярно плоскости изгиба):

для двутаврового и швеллерного сечения A_red = A – (h_ef – h_red )t ;

для коробчатого сечения:

при центральном сжатии A_red = A – 2(h_ef – h_red )t – 2(h_{ef 1} – h_{red 1} )t ₁ ;

при внецентренном сжатии и сжатии с изгибом A_red = A – 2(h_ef – h_red )t .

Значения h_red следует определять:

для центрально-сжатых элементов швеллерного сечения по формуле

, (92,а)

где – условная гибкость стенки швеллерного сечения, принимаемая по табл. 27*;

для центрально-сжатых элементов двутаврового и коробчатого сечений по формуле

(92,б)

где l _uw – условная гибкость стенки соответствующего сечения, принимаемая по табл. 27* при m = 0;

– условная гибкость стенки, при вычислении h_{red 1} принимаемая равной;

k – коэффициент, принимаемый равным для двутаврового сечения k = 1,2 + 0,15 ( при > 3,5 следует принимать = 3,5) и для коробчатого сечения k = 2,9 + 0,2– 0,7 (при > 2,3 следует принимать = 2,3); здесь – условная гибкость элемента, принятая по табл. 27*;

для внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов по формуле (92,б), где значениеследует вычислять по табл. 27*, а значение k при =₁ .

Указанные изменения расчетной высоты стенки следует принимать только для определения площади сечения А при расчетах по формулам (7), (51), (61) и(62) настоящих норм.

7.21*. Стенки сплошных колонн приследует укреплять поперечными ребрами жесткости, расположенными на расстоянии (2,5– 3) h_ef одно от другого; на каждом отправочном элементе должно быть не менее двух ребер.

Минимальные размеры выступающей части поперечных ребер жесткости следует принимать согласно требованиям п. 7.10 настоящих норм.

ПОЯСНЫЕ ЛИСТЫ (ПОЛКИ) ЦЕНТРАЛЬНО-, ВНЕЦЕНТРЕННО-СЖАТЫХ, СЖАТО-ИЗГИБАЕМЫХ И ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

7.22*. Расчетную ширину свеса поясных листов (полок) b_ef следует принимать равной расстоянию: в сварных элементах – от грани стенки (при односторонних швах от грани стенки со стороны шва) до края поясного листа (полки); в прокатных профилях – от начала внутреннего закругления до края полки; в гнутых профилях (рис. 11) – от края выкружки стенки до края поясного листа (полки).

7.23*. В центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах с условной гибкостью от 0,8 до 4 отношение расчетной ширины свеса поясного листа (полки) b_ef к толщине i следует принимать не более значений, определяемых по формулам табл. 29*.

Таблица 29*

Характеристика полки (поясного листа) и сечения элемента	Наибольшие отношения
Неокаймленная двутавра и тавра
Окаймленная ребром двутавра и тавра
Неокаймленная равнополочных уголков и гнутых профилей (за исключением швеллера)
Окаймленная ребром равнополочных уголков и гнутых профилей
Неокаймленная большая неравнополочного уголка и полка швеллера
Окаймленная ребром и усиленная планками гнутых профилей

При значениях< 0,8 или > 4 в формулах табл. 29* следует принимать соответственно = 0,8 или = 4.

7.24. В изгибаемых элементах отношение ширины свеса сжатого пояса b_ef к толщине i следует принимать не более значений, определяемых по табл. 30.

Таблица 30

Расчет изгибаемых элементов	Характеристика свеса	Наибольшие значения отношения
В пределах упругих деформаций	Неокаймленный
	Окаймленный ребром
С учетом развития пластических деформаций1	Неокаймленный	bef /t = 0,11hef /tw , но не более
	Окаймленный ребром	bef /t = 0,16hef /tw , но не более
1 При hef /tw £ 2,7наибольшее значение отношения bef /t следует принимать: для неокаймленного свеса bef /t = 0,3; для окаймленного ребром свеса bef /t = 0,45, Обозначения, принятые в таблице 30: hef – расчетная высота балки; tw – толщина стенки балки.

7.25. Высота окаймляющего ребра полки a_ef , измеряемая от ее оси, должна быть не менее 0,3b_ef в элементах, не усиленных планками (рис. 11) и 0,2b_ef – в элементах, усиленных планками, при этом толщина ребра должна быть не менее 2a_ef .

7.26*. В центрально-сжатых элементах коробчатого сечения наибольшее отношение расчетной ширины пояса к толщине b_ef /t следует принимать по табл. 27* как для стенок коробчатого сечения.

Во внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах коробчатого сечения наибольшее отношение b_ef /t следует принимать:

при m £ 0,3 – как для центрально-сжатых элементов;

при m ³ 1,0 и £ 2 + 0,04 m b_et /t =;

при m ³ 1,0 и > 2 + 0,04 m

.

При значениях относительного эксцентриситета 0,3 < m < 1 наибольшие отношения b_ef /t следует определять линейной интерполяцией между значениями b_ef /t , вычисленными при m = 0,3 и m = 1.

7.27*. При назначении сечений центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов по предельной гибкости, а изгибаемых элементов – по предельным прогибам, а также при соответствующем обосновании расчетом наибольшие значения отношения расчетной ширины свеса к толщине b_ef /t следует умножать на коэффициент, но не более чем на 1,25.

Здесь следует принимать:

для центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов: j _m – меньшее из значений j , j _e , j _exy , cj , использованное при проверке устойчивости элемента; s = N /A ;

для изгибаемых элементов: j _m = 1; s – большее из двух значений или .

8. РАСЧЕТ ЛИСТОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ

РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ

8.1. Расчет на прочность листовых конструкций (оболочек вращения), находящихся в безмоментном напряженном состоянии, следует выполнять по формуле

, (93)

где s _x и s _y - нормальные напряжения по двум взаимно перпендикулярным направлениям;

g _c - коэффициент условий работы конструкций, назначаемый в соответствии с требованиями СНиП по проектированию сооружений промышленных предприятий.

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

8.2. Напряжения в безмоментных тонкостенных оболочках вращения (рис. 17), находящихся под давлением жидкости, газа или сыпучего материала, следует определять по формулам:

; (94)

(95)

где s ₁ и s ₂ - соответственно меридиональное и кольцевое напряжения;

r ₁ и r ₂ - радиусы кривизны в главных направлениях срединной поверхности оболочки;

p - расчетное давление на единицу поверхности оболочки;

t - толщина оболочки;

F - проекция на ось z - z оболочки полного расчета давления, действующего на часть оболочки abc (рис. 17);

r и b - радиус и угол, показанные на рис. 17.

Рис. 17. Схема оболочки вращения Рис. 18. Схема конической оболочки вращения

8.3. Напряжения в замкнутых безмоментных тонкостенных оболочках вращения, находящихся под внутренним равномерным давлением, следует определять по формулам:

для цилиндрических оболочек

и ; (96)

для сферических оболочек

; (97)

для конических оболочек

и , (98)

где p – расчетное внутреннее давление на единицу поверхности оболочки;

r – радиус срединной поверхности оболочки (рис. 18);

b - угол между образующей конуса и его осью z – z (рис. 18).

8.4. В местах изменения формы или толщины оболочек, а также изменения нагрузки должны быть учтены местные напряжения (краевой эффект).

Расчет на устойчивость

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

s ₁ £ g _c s _{cr 1} , (99)

где s ₁ – расчетное напряжение в оболочке;

s _{cr 1} – критическое напряжение, равное меньшему из значений y R_y или cEt /r (здесь r – радиус срединной поверхности оболочки; t – толщина оболочки).

Значения коэффициентов y при 0 < r / t £ 300 следует определять по формуле

. (100)

Значения коэффициентов c следует определять по табл. 31.

Таблица 31

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

В случае внецентренного сжатия параллельно образующим или чистого изгиба в диаметральной плоскости при касательных напряжениях в месте наибольшего момента, не превышающих значений 0,07Е (t /r )^3/2 , напряжение s _{cr 1} должно быть увеличено в (1,1 - 0,1 s¢ ₁ /s ₁ ) раз где s¢ ₁ – наименьшее напряжение (растягивающие напряжения считать отрицательными).

8.6. В трубах, рассчитываемых как сжатые или сжато-изгибаемые стержни, при условной гибкостидолжно быть выполнено условие

. (101)

Такие трубы следует рассчитывать на устойчивость в соответствии с требованиями разд. 5 настоящих норм независимо от расчета на устойчивость стенок. Расчет на устойчивость стенок бесшовных или электросварных труб не требуется, если значение r / t не превышает половины значений, определяемых по формуле (101).

8.7. Цилиндрическая панель, опертая по двум образующим и двум дугам направляющей, равномерно сжатая вдоль образующих, при b ² /(rt ) £ 20 (где b – ширина панели, измеренная по дуге направляющей) должна быть рассчитана на устойчивость как пластинка по формулам:

при расчетном напряжении s £ 0,8R_y

; (102)

при расчетном напряжении s = R_y

. (103)

При 0,8R_y < s < R_y наибольшее отношение b /t следует определять линейной интерполяцией.

Если b ² /(rt ) > 20, панель следует рассчитывать на устойчивость как оболочку согласно требованиям п. 8.5.

8.8*. Расчет на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения при действии внешнего равномерного давления p , нормального к боковой поверхности, следует выполнять по формуле

s ₂ £ g _c s _{cr 2} (104)

где s ₂ = pr /t – расчетное кольцевое напряжение в оболочке;

s _{cr 2} – критическое напряжение, определяемое по формулам:

при 0,5 £ l /r £ 10

s _{cr 2} = 0,55E (r /l )(t /r )^3/2 ; (105)

при l /r ³ 20

s _{cr 2} = 0,17E (t /r )² ; (106)

при 10 < l /r < 20 напряжение s _{cr 2} следует определять линейной интерполяцией.

Здесь l длина цилиндрической оболочки.

Та же оболочка, но укрепленная кольцевыми ребрами, расположенными с шагом s ³ 0,5r между осями, должна быть рассчитана на устойчивость по формулам (104) – (106) с подстановкой в них значения s вместо l .

В этом случае должно быть удовлетворено условие устойчивости ребра в своей плоскости как сжатого стержня согласно требованиям п. 5.3 при N = prs и расчетной длине стержня l_ef = 1,8r , при этом в сечение ребра следует включать участки оболочки шириной с каждой стороны от оси ребра, а условная гибкость стержня не должна превышать 6,5.

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

8.9. Расчет на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения, подверженной одновременному действию нагрузок, указанных в пп. 8.5 и 8.8*, следует выполнять по формуле

, (107)

где s _{cr 1} должно быть вычислено согласно требованиям п. 8.5, а s _{cr 2} – согласно требованиям п. 8.8*.

8.10. Расчет на устойчивость конической оболочки вращения с углом конусности b £ 60° , сжатой силой N вдоль оси (рис. 19) следует выполнять по формуле

N £ g _c N_cr , (108)

где N_cr – критическая сила, определяемая по формуле

N_cr = 6,28r_m ts _{cr 1} cos² b , (109)

здесь t – толщина оболочки;

s _{cr 1} – значение напряжения, вычисленное согласно требованиям п. 8.5 с заменой радиуса r радиусом r_m , равным

. (110)

Рис. 19. Схема конической оболочки вращения под действием

продольного усилия сжатия

8.11. Расчет на устойчивость конической оболочки вращения при действии внешнего равномерного давления p , нормального к боковой поверхности, следует выполнять по формуле

s ₂ £ g _c s _{cr 2} , (111)

здесь s ₂ = pr_m /t – расчетное кольцевое напряжение в оболочке;

s _{cr 2} – критическое напряжение, определяемое по формуле

s _{cr 2} = 0,55E (r_m /h )(t /r_m )^3/2 , (112)

где h – высота конической оболочки (между основаниями);

r_m – радиус, определяемый по формуле (110).

8.12. Расчет на устойчивость конической оболочки вращения, подверженной одновременному действию нагрузок, указанных в пп. 8.10 и 8.11 следует выполнять по формуле

, (113)

где значения N_cr и s _{cr 2} следует вычислять по формулам (109) и (112).

8.13. Расчет на устойчивость полной сферической оболочки (или ее сегмента) при r /t £ 750 и действии внешнего равномерного давления p , нормального к ее поверхности, следует выполнять по формуле

s £ g _c s _cr , (114)

где s = pr /2t – расчетное напряжение;

s _cr = 0,1Et /r – критическое напряжение, принимаемое не более R_y ;

r – радиус срединной поверхности сферы.

Основные требования к расчету металлических

мембранных конструкций

8.14. При расчете мембранных конструкций опирание кромок мембраны на упругие элементы контура следует считать шарнирным по линии опирания и способным передавать сдвиг на элементы контура.

8.15. Расчет мембранных конструкций должен производиться на основе совместной работы мембраны и элементов контура с учетом их деформированного состояния и геометрической нелинейности мембраны.

8.16. Нормальные и касательные напряжения, распределенные по кромкам мембраны, следует считать уравновешенными сжатием и изгибом опорного контура в тангенциальной плоскости.

При расчете опорных элементов контура мембранных конструкций следует учитывать:

изгиб в тангенциальной плоскости;

осевое сжатие в элементах контура;

сжатие, вызываемое касательными напряжениями по линии контакта мембраны с элементами контура;

изгиб в вертикальной плоскости.

8.17. При прикреплении мембраны с эксцентриситетом относительно центра тяжести сечения элементов контура кроме факторов, указанных в п. 8.16, при расчете контуров следует учитывать кручение.

8.18. При определении напряжений в центре круглых в плане плоских мембран допускается принимать, что опорный контур является недеформируемым.

8.19. Для определения напряжений в центре эллиптической мембраны, закрепленной на деформируемом контуре, допускается применять требования п. 8.18 при условии замены значения радиуса значением большей главной полуоси эллипса (отношение большей полуоси к меньшей должно быть не более 1,2).

9. Расчет элементов стальных конструкций

на выносливость

9.1. Стальные конструкции и их элементы (подкрановые балки, балки рабочих площадок, элементы конструкций бункерных и разгрузочных эстакад, конструкции под двигатели и др.), непосредственно воспринимающие многократно действующие подвижные, вибрационные или другого вида нагрузки с количеством циклов нагружений 10⁵ и более, которые могут привести к явлению усталости, следует проектировать с применением таких конструктивных решений, которые не вызывают значительной концентрации напряжений, и проверять расчетом на выносливость.

Количество циклов нагружений следует принимать по технологическим требованиям эксплуатации.

Конструкции высоких сооружений типа антенн, дымовых труб, мачт, башен и подъемно-транспортных сооружений, проверяемые на резонанс от действия ветра, следует проверять расчетом на выносливость.

Расчет конструкций на выносливость следует производить на действие нагрузок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздействиям.

9.2*. Расчет на выносливость следует производить по формуле

s _max £ a R_n g_n , (115)

где R_n – расчетное сопротивление усталости, принимаемое по табл. 32* в зависимости от временного сопротивления стали и групп элементов конструкций, приведенных в табл. 83*;

a – коэффициент, учитывающий количество циклов нагружений n и вычисляемый:

при n < 3,9× 10⁶ по формулам:

для групп элементов 1 и 2

; (116)

для групп элементов 3-8

; (117)

при n ³ 3,9× 10⁶ a = 0,77;

g_n – коэффициент, определяемый по табл. 33 в зависимости от вида напряженного состояния и коэффициента асимметрии напряжений r = s _min /s _max ; здесь s _min и s _max – соответственно наибольшее и наименьшее по абсолютному значению напряжения в рассчитываемом элементе, вычисленные по сечению нетто без учета коэффициента динамичности и коэффициентов j , j _e , j _b . При разнозначных напряжениях коэффициент асимметрии напряжений следует принимать со знаком "минус".

Таблица 32*

Группа	Значения R¡ при временном сопротивлении стали разрыву Run , МПа (кгс/см2 )
элементов	до 420 (4300)	св. 420 (4300) до 440 (4500)	св. 440 (4500) до 520 (5300)	св. 520 (5300) до 580 (5900)	св. 580 (5900) до 635 (6500)
1 2	120 (1220) 100 (1020)	128 (1300) 106 (1080)	132 (1350) 108 (1100)	136 (1390) 110 (1120)	145 (1480) 116 (1180)
3 4 5 6 7 8	Для всех марок стали 90 (920) Для всех марок стали 75 (765) Для всех марок стали 60 (610) Для всех марок стали 45 (460) Для всех марок стали 36 (370) Для всех марок стали 27 (275)

Таблица 33

s max	Коэффициент ассиметрии напряжений r	Формулы для вычисления коэффициента gn
	– 1 £ r £ 0
Растяжение	0 < r £ 0,8
	0,8 < r < 1
Сжатие	– 1 £ r < 1

При расчетах на выносливость по формуле (115) произведение a R_n g_n не должно превышать R_u /g _u .

9.3. Стальные конструкции и их элементы, непосредственно воспринимающие нагрузки с количеством циклов нагружений менее 10⁵ , следует проектировать с применением таких конструктивных решений, которые не вызывают значительной концентрации напряжений, и в необходимых случаях проверять расчетом на малоцикловую прочность.

• часть 1
• часть 2
• часть 3
• часть 4
• часть 5
• часть 6
• часть 7
• часть 8
• часть 9
• часть 10
• часть 11