Полный справочник проектировщика. Строительство и дизайн - Белов Н.В.

Автор: Белов Н.В.
Теги: конструктивные элементы несущие конструкции теоретические основы строительства строительные конструкции справочник железобетонные конструкции строительное проектирование фундаменты
ISBN: 978-985-16-9627-3
Год: 2011
Похожие
Справочник проектировщика промышленных, жилых и общественных зданий и сооружений. Основания и фундаменты
Справочник проектировщика. Основания фундаменты и подземные сооружения
Справочник проектировщика. Основания, фундаменты и подземные сооружения
Проектирование оснований и фундаментов (основы теории и примеры расчета)
Текст
                    ЛУЧШАЯ КНИГА ПО ТЕМЕ
ДЛЯ ПРОФЕССИОНАЛОВ И НЕ ТОЛЬКО
ПОЛНЫЙ СПРАВОЧНИК
ПРОЕКТИРОВЩИКА
СТРОИТЕЛЬСТВО И ДИЗАЙН
УДК 624.07.04(035)
ББК 38.112я2
П 51
Автор-составитель Н. В. БЕЛОВ
Охраняется законом об авторском праве. Воспроизведе-
ние всей книги или любой ее части запрещается без письмен-
ного разрешения издателя. Любые попытки нарушения за-
кона будут преследоваться в судебном порядке.
П 51 Полный справочник проектировщика / Авт.-сост.
Н. В. Белов — Минск: Харвест, 2011. — 480 с.
ISBN 978-985-16-9627-3
В справочнике систематизированы нормативные материалы по
проектированию и расчету основных типов строительных конструк-
ций. В издании представлены расчетные схемы, формулы, указа-
ния по технико-технологическому и экономическому обоснованию
выбора конструктивных вариантов, эффективные методы расчета
элементов и узлов конструкций в соответствии с действующими в
строительном проектировании нормативными документами. Изда-
ние предназначено для инженерно-технических работников проект-
ных и строительных организаций.
УДК 624,07.04(035)
ББК 38.112Я2
ISBN 978-985-16-9627-3
© Подготовка и оформление.
Харвест, 2011
Глава 1. Основания и фундаменты
1.1.	Основания зданий и сооружений
1.1.1.	Общие требования
Нормы, приведенные в настоящем справочнике, распространяются на проек-
«ирование оснований и фундаментов всех типов зданий и сооружений, кроме гид-
ротехнических объектов, дорог, аэродромных покрытий, сооружений, возводи-
мых на вечномерзлых грунтах, а также оснований свайных фундаментов, глубо-
ких опор и фундаментов под машины с динамическими нагрузками.
Основания сооружений должны проектироваться на основе результатов ин-
женерно-геодезических, инженерно-геологических и инженерно-гидрометеороло-
гических изысканий для строительства; данных, характеризующих назначение,
конструктивные и технологические особенности сооружения, нагрузки, действую-
щие на фундаменты, и условия его эксплуатации; технико-экономического сравне-
ния возможных вариантов проектных решений (с оценкой по приведенным затра-
1 дм) для принятия варианта, обеспечивающего наиболее полное использование
прочностных и деформационных характеристик грунтов и физико-механических
i иойств материалов фундаментов или других подземных конструкций.
При проектировании оснований и фундаментов следует учитывать местные
условия строительства, а также имеющийся опыт проектирования, строительства
н эксплуатации сооружений в аналогичных инженерно-геологических и гидрогео-
логических условиях.
В районах со сложными инженерно-геологическими условиями: при наличии
। рунтов с особыми свойствами (просадочные, набухающие и др.) или возможнос-
ти развития опасных геологических процессов (карст, оползни и т. п.), а также на
подрабатываемых территориях инженерные изыскания должны выполняться спе-
ц11 ализированными организациями.
Результаты инженерных изысканий должны содержать данные, необходимые
для выбора типа оснований и фундаментов, определения глубины заложения и раз-
меров фундаментов с учетом прогноза возможных изменений (в процессе строи-
н льства и эксплуатации) инженерно-геологических и гидрогеологических условий
площадки строительства, а также вида и объема инженерных мероприятий по ее ос-
ИОСПИЮ.
Проектирование оснований без соответствующего инженерно-геологического
(основания или при его недостаточности не допускается.
Проектом оснований и фундаментов должна быть предусмотрена срезка пло-
дородного слоя почвы для последующего использования в целях восстановления
Iрекультивации) нарушенных или малопродуктивных сельскохозяйственных зе-
мель, озеленения района застройки и т. п.
В проектах оснований и фундаментов ответственных сооружений, возводи-
мых в сложных инженерно-геологических условиях, следует предусматривать
проведение натурных измерений деформаций основания.
Натурные измерения деформаций основания должны предусматриваться
н • л у чае применения новых или недостаточно изученных конструкций соору-
3
жений или их фундаментов, а также если в задании на проектирование име-
ются специальные требования по измерению деформаций основания.
1.2.	Проектирование оснований
1.2.1.	Общие указания
Проектирование оснований включает обоснованный расчетом выбор типа ос-
нования (естественное или искусственное); типа, конструкции, материала и разме-
ров фундаментов (мелкого или глубокого заложения; ленточные, столбчатые,
плитные и др.; железобетонные, бетонные, буробетонные и др.); мероприятий для
уменьшения влияния деформаций оснований на эксплуатационную пригодность
сооружений (при необходимости).
Основания должны рассчитываться по двум группам предельных состояний:
первой — по несущей способности и второй — по деформациям.
Основания рассчитываются по деформациям во всех случаях и по несущей
способности — в случаях, указанных ниже.
В расчетах оснований следует учитывать совместное действие силовых факто-
ров и неблагоприятных влияний внешней среды (например, влияние поверхностных
или подземных вод на физико-механические свойства грунтов).
Расчет оснований по несущей способности должен производиться в случаях,
если:
—	на основание передаются значительные горизонтальные нагрузки (под-
порные стены, фундаменты распорных конструкций и т. п.), в том числе сейсми-
ческие;
—	сооружение расположено на откосе или вблизи откоса;
—	основание сложено скальными грунтами.
Расчет оснований по несущей способности допускается не производить, если
конструктивными мероприятиями обеспечена невозможность смещения проекти-
руемого фундамента.
Если проектом предусматривается возможность возведения сооружения не-
посредственно после устройства фундаментов до обратной засыпки грунтом пазух
котлованов, следует производить проверку несущей способности основания, учи-
тывая нагрузки, действующие в процессе строительства.
Расчетная схема системы сооружение — основание или фундамент — осно-
вание должна выбираться с учетом наиболее существенных факторов, определяю-
щих напряженное состояние и деформации основания и конструкций сооружения
(статической схемы сооружения, особенностей его возведения, характера грунто-
вых напластований, свойств грунтов основания, возможности их изменения в про-
цессе строительства и эксплуатации сооружения и т. д.). Рекомендуется учиты-
вать пространственную работу конструкций, геометрическую и физическую нели-
нейность, анизотропность, пластические и реологические свойства материалов
и грунтов.
Допускается использовать вероятностные методы расчета, учитывающие ста-
тистическую неоднородность оснований, случайную природу нагрузок, воздейст-
вий и свойств материалов конструкций.
4
1.2.2.	Нагрузки и воздействия, учитываемые в расчетах оснований
Нагрузки и воздействия на основания, передаваемые фундаментами соору-
жений, должны устанавливаться расчетом, как нравило, исходя из рассмотрения
совместной работы сооружения и основания.
Учитываемые при этом нагрузки и воздействия на сооружение или отдельные
его элементы, коэффициенты надежности по нагрузке, а также возможные соче-
тания нагрузок должны приниматься согласно требованиям СНиП по нагрузкам и
воздействиям.
Нагрузки на основание допускается определять без учета их перераспределе-
ния надфундаментной конструкцией при расчете: оснований зданий и сооружений
III класса1; общей устойчивости массива грунта основания совместно с сооруже-
нием; средних значений деформаций основания; деформаций основания в стадии
привязки типового проекта к местным грунтовым условиям.
Расчет оснований по деформациям должен производиться на основное соче-
тание нагрузок; по несущей способности — на основное сочетание, а при наличии
особых нагрузок и воздействий — на основное и особое сочетания.
При этом нагрузки на перекрытия и снеговые нагрузки, которые согласно
СНиП по нагрузкам и воздействиям могут относиться как к длительным, так
и к кратковременным, при расчете оснований по несущей способности считаются
кратковременными, а при расчете по деформациям — длительными. Нагрузки от
подвижного подъемно-транспортного оборудования в обоих случаях считаются
кратковременными.
В расчетах оснований необходимо учитывать нагрузки от складируемого ма-
। ср на ла и оборудования, размещаемых вблизи фундаментов.
Усилия в конструкциях, иызыпасмыс климатическими температурными воз-
ле *к 1НИИМИ, при расчете шмонаний ио деформациям не должны учитываться, ес-
ли расстояние между темперитурно усадочными швами не превышает значений,
уки 1.|нны« я СНиП но проектированию соответствующих конструкций.
1.3.	Нормативные и расчетные значения характеристик
грунтов
Основными параметрами механических свойств грунтов, определяющими не-
< у щую способность оснований и их деформации, являются прочностные и дефор-
мационные характеристики грунтов (угол внутреннего трения <р, удельное сцепле-
ние с, модуль деформации грунтов Е, предел прочности на одноосное сжатие
> жальных грунтов Rc и т. п.). Допускается применять другие параметры, характе-
рилующие взаимодействие фундаментов с грунтом основания и установленные
опытным путем (удельные силы пучения при промерзании, коэффициенты жест-
кости основания и пр.).
Характеристики грунтов природного сложения, а также искусственного проис-
»пждения, должны определяться, как правило, на основе их непосредственных ис-
I Согласно «Правилам учета степени ответственности зданий и сооружений при
проектировании конструкций», утвержденным Госстроем СССР.
5
пытаний в полевых или лабораторных условиях с учетом возможного изменения
влажности грунтов в процессе строительства и эксплуатации сооружений.
Нормативные и расчетные значения характеристик грунтов устанавливаются
на основе статистической обработки результатов испытаний по методике, изло-
женной в ГОСТ 20522-75.
Все расчеты оснований должны выполняться с использованием расчетных
значений характеристик грунтов X, определяемых по формуле:
X~X„/Yg,	(1.1)
где Х„ — нормативное значение данной характеристики; у. — коэффициент на-
дежности по грунту.
Коэффициент надежности по грунту Yg ПРИ вычислении расчетных значений
прочностных характеристик (удельного сцепления с, угла внутреннего трения <р
нсскадьных грунтов и предела прочности на одноосное сжатие скальных грунтов
Rc, а также плотности грунта р) устанавливается в зависимости от изменчивости
этих характеристик, числа определений и значения доверительной вероятности а.
Для прочих характеристик грунта допускается принимать у. - 1.
Расчетное значение удельного веса грунта у определяется умножением расчет-
ного значения плотности грунта на ускорение свободного падения. Доверительная
вероятность а расчетных значений характеристик грунтов принимается при расче-
тах оснований по несущей способности « = 0,95, по деформациям а = 0,85.
Расчетные значения характеристик грунтов с, и у для расчетов по несущей
способности обозначаются с,, <pj и у|, а по деформациям су, фц и
Количество определений характеристик грунтов, необходимое для вычисления их
нормативных и расчетных значений, должно устанавливаться в зависимости от степе-
ни неоднородности грунтов основания, требуемой точности вычисления характеристи-
ки и класса здания или сооружения и указываться в программе исследований.
Количество одноименных частных определений для каждого выделенного на
площадке инженерно-геологического элемента должно быть не менее шести.
При определении модуля деформации по результатам испытаний грунтов в поле-
вых условиях штампом допускается ограничиваться результатами трех испытаний
(или двух, если они отклоняются от среднего нс более чем на 25 %).
Для предварительных расчетов оснований, а также для окончательных расче-
тов оснований зданий и сооружений 11 и III классов и опор воздушных линий эле-
ктропередачи и связи независимо от их класса допускается определять норматив-
ные и расчетные значения прочностных н деформационных характеристик грун-
тов по их физическим характеристикам.
Нормативные значения угла внутреннего трения q>„, удельного сцепления сп
и модуля деформации Е допускается принимать по табл. п. 1.9.4. настоящего спра-
вочника. Расчетные значения характеристик в этом случае принимаются при следу-
ющих значениях коэффициента надежности по грунту в расчетах оснований по де-
формациям Yg = 1; в расчетах оснований по несущей способности; для удельного
сцепления Yg(fj = 1,5; для угла внутреннего трения песчаных грунтов Ytp?) = 1»1»
то же, пылевато-глинистых Yg(<f) ~ 1,15.
Для отдельных районов допускается вместо таблиц настоящего справочника
пользоваться согласованными и утвержденными в установленном порядке таблицами
характеристик грунтов, специфических для этих районов.
6
1.4.	Подземные воды
При проектировании основании должна учитываться возможность изменения гид-
Р<м оологических условий площадки в процессе строительства и эксплуатации сооруже-
ния, а именно: наличие или возможность образования верховодки; естественные сезон-
ные и многолетние колебания уровня подземных вод; возможное техногенное изменение
уровня подземных вод; степень агрессивности подземных вод по отношению к материа-
лам подземных конструкций и коррозионная активность грунтов на основе данных ин-
женерных изысканий с учетом технологических особенностей производства.
Оценка возможных изменений уровня подземных вод на площадке строи-
। гм,ста должна выполняться при инженерных изысканиях для здании и сооруже-
ний I и II классов соответственно на срок 25 и 15 лет с учетом возможных естествен-
ных сезонных и многолетних колебаний этого уровня, а также степени потенциаль-
ной подтопляемое™ территории. Для зданий и сооружений Ill класса2 указанную
оценку допускается не выполнять.
Оценка возможных естественных сезонных и многолетних колебаний уровня
полземных вод производится на основе данных многолетних режимных наблюдений
по государственной стационарной сети Мингео СССР с использованием результа-
нт краткосрочных наблюдений, в том числе разовых замеров уровня подземных
вид, выполняемых при инженерных изысканиях на площадке строительства.
Степень потенциальной подтопляемости территории должна оцениваться с уче-
|нм инженерно-геологических и гидрогеологических условий площадки строительст-
ып и прилегающих территорий, конструктивных к технологических особенностей
нрнгк гируемгах и эксплуатируемых сооружений, в том числе инженерных сетей.
Для ответственных сооружений при соответствующем обосновании вмполня-
ин1 huuviH гнеппый прогноз изменения уровня подземных вод с учетом техно-
.... фпктороп на основе пк-циальпых комплексных исследований, включающих
..о. минимум головой цикл стационарных наблюдений за режимом подземных
«••а Н « г уме 1и-|ИЛ||Д|1мости для выполнения указанных исследований помимо
и iui Mirai.! кой организации должны привлекаться в качестве соисполнителей
। иециплизированные проектные или научно-исследовательские институты.
1хлн при прогнозируемом уровне подземных вод возможны недопустимое ухудше-
ние фи шко-механмческих свойств грунтов основания, развитие неблагоприятных физи-
। и in (логических процессов, нарушение условий нормальной эксплуатации заглублен-
ных помещений и т. п., в проекте должны предусматриваться соответствующие защит-
ные мероприятия, в частности: гидроизоляция подземных конструкций; мероприятия,
<||рпннчивающие подъем уровня подземных вод, исключающие утечки из водонесущих
। оммуникаций и т. п. (дренаж, противофильтрационные завесы, устройство специаль-
ным каналов лля коммуникаций и т. д.); мероприятия, препятствующие механической
или химической суффозии грунтов (дренаж, шпунт, закрепление грунтов); устройство
> и ционарной сети наблюдательных скважин для контроля развития процесса подтопле-
нии, своевременного устранения утечек из водонесущих коммуникаций и т. д.
Выбор одного или комплекса указанных мероприятий должен производиться на
<ц Hirer технико-экономического анализа с учетом прогнозируемого уровня подзем-
ных под, конструктивных и технологических особенностей, ответственности и расчет-
/ Согласно «Правилам учета степени ответственности зданий и сооружений при
проектировании конструкций», утвержденным Госстроем СССР.
7
него срока эксплуатации проектируемого сооружения, надежности и стоимости во-
дозащитных мероприятии и т. а.
Если подземные воды или промышленные стоки агрессивны по отношению к мате-
риалам заглубленных конструкций или могут повысить коррозийную активность грун-
тов, должны предусматриваться антикоррозийные мероприятия в соответствии с требо-
ваниями СНиП по проектированию защиты строительных конструкций от коррозии.
При проектировании оснований, фундаментов и других подземных конструкций
ниже пьезометрического уровня напорных подземных вод необходимо учит ывать дав-
ление подземных вод и предусматривать мероприятия, предупреждающие прорыв
подземных вод в котлованы, вспучивание дна котлована и всплытие сооружения.
1.5.	Глубина заложения фундаментов
Глубина заложения фундаментов должна приниматься с учетом назначения
и конструктивных особенностей проектируемого сооружения, нагрузок и воздейст-
вий на его фундаменты; глубины заложения фундаментов примыкающих сооруже-
нии, а также глубины прокладки инженерных коммуникаций; существующего и про-
ектируемого рельефа застраиваемой территории; инженерно-геологических условий
площадки строительства (физико-механических свойств грунтов, характера наплас-
тований, наличия слоев, склонных к скольжению, карманов выветривания, карсто-
вых полостей и пр.); гидрогеологических условий площадки и возможных их измене-
ний в процессе строительства и эксплуатации сооружения; возможного размыва
грунта у опор сооружений, возводимых в руслах рек (мостов, переходов трубопро-
водов и т. п.); глубины сезонного промерзания.
Нормативная глубина сезонного промерзания грунта принимается равной
средней из ежегодных максимальных глубин сезонного промерзания грунтов (по
данным наблюдений за период нс менее 10 лет) на открытой, оголенной от снега
горизонтальной площадке при уровне подземных вод, расположенном ниже глу-
бины сезонного промерзания грунтов.
Нормативную глубину сезонного промерзания грунта dr„, м, при отсутствии
данных многолетних наблюдений следует определять на основе теплотехнических
расчетов. Для районов, где глубина промерзания не превышает 2,5 м, ее норма-
тивное значение допускается определять по формуле;
df„= d<jMt,	(1.2)
где Mt — безразмерный коэффициент, численно равный сумме абсолютных значе-
ний среднемесячных отрицательных температур за зиму в данном районе, принима-
емых по СНиП по строительной климатологии и геофизике, а при отсутствии в них
данных для конкретного пункта или района строительства — по результатам на-
блюдений гидрометеорологической станции, находящейся в аналогичных условиях
с районом строительства; с/g — величина, принимаемая равной, м, для суглинков
и глин — 0,23; супесей, песков мелких и пылеватых — 0,28; песков гравелистых,
крупных и средней крупности — 0,30; крупяообломочных грунтов — 0,34.
Значение d^ для грунтов неоднородного сложения определяется как средне-
взвешенное в пределах глубины промерзания.
8
Расчетная глубина сезонного промерзания грунта d* м, определяется по формуле:
(1.3)
|де dfn — нормативная глубина промерзания; kb — коэффициент, учитывающий
влияние теплового режима сооружения, принимаемый: для наружных фундамен-
тов отапливаемых сооружений — по табл. 1.1; для наружных и внутренних фун-
даментов неотапливаемых сооружений — £/,= 1,1, кроме районов с отрицательной
среднегодовой температурой.
В районах с отрицательной среднегодовой температурой расчетная глубина
промерзания грунта для неотапливаемых сооружений должна определяться тепло-
техническим расчетом в соответствии с требованиями СНиП по проектированию ос-
нований и фундаментов на вечномерзлых грунтах1.
Расчетная глубина промерзания должна определяться теплотехническим рас-
четом и в случае применения постоянной теплозащиты основания, а также если
тепловой режим проектируемого сооружения может существенно влиять на тем-
пературу грунтов (холодильники, котельные и т. п.).
Табл. 1.1
Определение коэффициента к, для расчета глубины сезонного промерзания грунта
Особенности сооружения	Коэффициент при расчетной среднесуточной температуре воздуха в помещении, примыкающем к наружным фундаментам, °C	;				
Без подвала с полами, устраиваемыми	0	5	10	15	20 и более
по грунту	0.9	'0,8	0,7	0,6	0,5
на лагах по грунту	1,0	0,9	0,8	0,7	0,6
по утепленному цокольному перекрытию	1.0	1.0	0,9	0,8	0,7
с подвалом или техническим подпольем	0,8	0.7	0,6	0,5	«3
Примечания:
I. Приведенные в табл. 1.1 значения коэффициента kb относятся к фундаментам, у которых
расстояние от внешней грани стены до края фундамента аг< 0,5 м; если а?> 1,5 м, значе-
ния коэффициента kb повышаются на 0,1, но не более чем до значения kb = 1; при проме-
жуточном размере аг значения kb определяются по интерполяции.
1. К помещениям, примыкающим к наружным фундаментам, относятся подвалы и техничес-
кие подполья, а при их отсутствии — помещения первого этажа.
I. При промежуточных значениях температуры воздуха коэффициент kb принимается с ок-
руглением ло ближайшего меньшего значения, указанного в табл. 1.1.
Глубина заложения фундаментов отапливаемых сооружений по условиям не-
допущения морозного пучения грунтов основания должна назначаться для наруж-
ных фундаментов (от уровня планировки) по табл. 1.2; для внутренних фундамен-
том — независимо от расчетной глубины промерзания грунтов.
Глубину заложения наружных фундаментов допускается назначать независи-
мо от расчетной глубины промерзания, если фундаменты опираются на пески
' СНиП 2.02.04-88. Основания и фундаменты на вечномерзлых грунтах.
9
и специальными исследованиями на данной площадке установлено, что они нс
имеют пучинистых свойств, а также в случаях, когда специальными исследования-
ми и расчетами установлено, что деформации грунтов основания при их промер-
зании и оттаивании не нарушают эксплуатационную пригодность сооружения;
и (или) предусмотрены специальные теплотехнические мероприятия, исключаю-
щие промерзание грунтов.
Глубину заложения наружных и внутренних фундаментов отапливаемых со-
оружений с холодными подвалами и техническими подпольями (имеющими отри-
цательную температуру в зимний период) следует принимать по табл. 1.2, считая
от пола до подвала или технического подполья.
Табл. 1.2
Глубина заложения фундаментов
в зависимости от глубины расположения уровня подземных вод
Грунты под подошной фундамента
~ I-------------- — -	г
Глубина заложения фундаментов ।
в зависимости от глубины I
I расположения уровня подземных вод I
।	4* м, при	।
т от df j Не зависит от
.Не зависит от dj' Не зависит от dt 1
| Не менее dy : Не зависит от dr
। Не зависит от D/j
। Не зависит от dj_\
I Нс менее df
Нс менее df
| Скальные» крупнообломочные с песчаным заполнителем?
I пески гравелистые, крупные и средней крупности
(Пески мелкие и пылеватые
| Супеси с показателем текучести < О
I Супеси с показателем текучести > О
(Суглинки, глины, а также крупнообломочные грунты
I с пылеватоглинистым заполнителем при показателе
{текучести грунта > 0,25	|	Не	менее	rfy	I
। Суглинки, глины, а также крупнообломочные	грунты	j	Г
|С пылевато-глинистым заполнителем при	показателе	।	'	[
(Текучести грунта /;< 0,25	|	Не	менее	dj	'	Нс менее 0,5 df i
Примечание: в случаях, когда глубина заложения фундаментов не зависит от расчетной глу-
бины промерзания d^ соответствующие грунты, указанные в настоящей таблице, должны за-
легать до глубины не менее нормативной глубины промерзания dfn>
Глубина заложения наружных и внутренних фундаментов неотапливаемых со-
оружений должна назначаться по табл. 1.2, при этом глубина исчисляется:
при отсутствии подвала или технического подполья — от уровня планировки,
а при наличии — от пола подвала или технического подполья.
В проекте оснований и фундаментов должны предусматриваться мероприя-
тия, не допускающие увлажнения грунтов основания, а также промораживания их
в период строительства.
Фундаменты сооружения или его отсека должны закладываться на одном
уровне. При необходимости заложения соседних фундаментов на разных отметках
их допустимая разность определяется исходя из условия:
&b< aligcp, + Cj/p),
10
где а — расстояние между фундаментами в свету; <р[ и Cf _ расчетные значения со-
ответственно угла внутреннего трения и удельного сцепления грунта: р — среднее
давление под подошвой вышерасположенного фундамента от расчетных нагрузок
(для расчета основания по несущей способности).
1.6.	Расчет оснований по деформациям
Целью расчета оснований по деформациям является ограничение абсолютных
или относительных перемещений фундаментов и надфунда.ментных конструкций таки-
ми пределами, при которых гарантируется нормальная эксплуатация сооружения и не
снижается его долговечность (вследствие появления недопустимых осадок, подъемов,
кренов, изменений проектных уровней и положений конструкций, расстройств их со-
единений и т. п.). При этом имеется в виду, что прочность и трещиностойкость фунда-
ментов и надфундаментных конструкций проверены расчетом, учитывающим усилия,
которые возникают при взаимодействии сооружения с основанием.
При проектировании сооружений, расположенных в непосредственной бли-
зости от существующих, необходимо учитывать дополнительные деформации ос-
нований существующих сооружений от нагрузок проектируемых сооружений.
Деформации основания подразделяются на осадки (деформации, происходящие
в результате уплотнения грунта под воздействием внешних нагрузок и в отдельных
случаях собственного веса грунта, не сопровождающиеся коренным изменением его
структуры), просадки (деформации, происходящие в результате уплотнения грунта
пол воздействием как внешних нагрузок и собственного веса грунта, так н дополни-
тельных факторов, таких, как, например, замачивание просадочного грунта, оттаива-
ние ледовых прослоек в замерзшем грунте и т. п.); подъемы и осадки (деформации,
связанные с изменением объема некоторых грунтов при изменении их влажности или
воздействии химических веществ (набухание и усадка) и при замерзании воды и отта-
ивании льда в порах грунта (морозное пучение и оттаивание грунта): оседания (де-
формации земной поверхности, вызываемые разработкой полезных ископаемых, из-
менением гидрогеологических условий, понижением уровня подземных вод, карстово-
i уффозионными процессами и т. п.); горизонтальные перемещения — деформации,
связанные с действием горизонтальных нагрузок на основание (фундаменты распор-
ных систем, подпорные стены и т. д.) или со значительными вертикальными переме-
щениями поверхности при оседаниях, просадках грунтов от собствегпюго веса и т. п.;
провалы (деформации земной поверхности с нарушением сплошности грунтов, обра-
зующиеся вследствие обрушения толщи грунтов над карстовыми полостями или гор-
ными выработками).
Деформация основания в зависимости от причин возникновения подразделя-
ются на два вида:
первый — деформации от внешней нагрузки на основание (осадки, просадки,
горизонтальные перемещения):
второй — деформации, не связанные с внешней нагрузкой на основание и про-
являющиеся в виде вертикальных и горизонтальных перемещений поверхности осно-
П.1ПИЯ (оседания, просадки грунтов от собственного веса, подъемы и т. п.).
Расчет оснований по деформациям должен производиться из условия совме-
। той работы сооружения и основания.
11
Деформации основания допускается определять без учета совместной работы
сооружения и основания в случаях, оговоренных в настоящем параграфе ниже.
Совместная деформация основания и сооружения может характеризоваться:
абсолютной осадкой основания г отдельного фундамента;
средней осадкой основания сооружения;
относительной неравномерностью осадок двух фундаментов As/L;
креном фундамента (сооружения) /;
относительным прогибом или выгибом f/L\
кривизной изгибаемого участка сооружения р;
относительным углом закручивания сооружения
горизонтальным перемещением фундамента (сооружения) и.
Аналогичные характеристики деформаций могут устанавливаться также для
других деформаций.
Расчет оснований по деформациям производится исходя из условия:
0'^)
где 5 — совместная деформация основания и сооружения, определяемая расчетом
в соответствии с указаниями п. 1.9.5; slt — предельное значение совместной де-
формации основания и сооружения, устанавливаемое в соответствии с указания-
ми настоящего параграфа.
В необходимых случаях для оценки напряженно-деформированного состояния
конструкций сооружений с учетом длительных процессов и прогноза времени консо-
лидации основания следует производить расчет осадок во времени.
Осадки основания, происходящие в процессе строительства (например, осад-
ки от веса насыпей до устройства фундаментов, осадки до омоноличивания сты-
ков строительных конструкций), допускается не учитывать, если они не влияют на
эксплуатационную пригодность сооружений.
Расчет деформаций основания следует, как правило, выполнять, применяя рас-
четную схему основания в виде: линейно деформируемого полупространства с услов-
ным ограничением глубины сжимаемой толщи Нс (см. п. 1.9.5); или линейно дефор-
мируемого слоя, если:
а)	в пределах сжимаемой толщи основания Нс, определенной как для линей-
но деформируемого полупространства, залегает слой грунта с модулем деформа-
ции Еу > 100 МПа (1000 кгс/см2) и толщиной Ь\, удовлетворяющей условию:
bi> не(1-ЦЕ2/^	(М)
где £j — модуль деформации грунта, подстилающего слой грунта с модулем де-
формации £t;
б)	ширина (диаметр) фундамента b > 10 м и модуль деформации грунтов ос-
нования Е > 10 МПа (100 кгс/см2),
Толщина линейно деформируемого слоя Н в случае «а» принимается до кровли
малосжимаемого грунта, в случае «б»* вычисляется в соответствии с указаниями п. 1.9.5.
Примечание. Схему линейно деформируемого слоя допускается применять для
фундаментов шириной b > 10 м при наличии в пределах сжимаемой толщи слоев
грунта с модулем деформации £ > 10 МПа (100 кгс/см2), если их суммарная толщи-
на не превышает 0,2Я.
12
При расчете деформаций основания среднее давление под подошвой фунда-
мента р не должно превышать расчетного сопротивления грунта основания R, кПа
(гс/м-), определяемого по формуле:
R = (УнУсгД) [М/Лп +	+ (Mf - I) ^у'п + Мссп], (1.7)
где Ya и Yc2 ~ коэффициенты условий работы, принимаемые по табл. 1.3; k —
коэффициент, принимаемый равным: ^-1, если прочностные характеристики
грунта (<р и с) определены непосредственными испытаниями, и £[=1,1, если они
приняты по соответствующим таблицам для мерзлых грунтов; Му,	, Мс — ко-
н|крициенты, принимаемые по табл. 1.4; kz — коэффициент, принимаемый равным:
при Ь< 10 м — £г=1, при b > Юм — ££=2(j/£+0,2 (здесь Z(j“8 м); b — ширина по-
дошвы фундамента, м; уц — осредненное расчетное значение удельного веса грун-
Табл. 1.3
Коэффициенты условий работы yfl и Ya ААЯ расчета деформаций основания
Грунты	Коэффициент Xd	Коэффициент уг2 мя сооружений с жесткой конструктивной схемой при отношения длины сооружения или его отсека к высоте L/Я, равном	
		4 и более	1,5 и менее
Крупнообломочные с песчаным запол- нителем м песчаные, кроме мелких II п плена ты х Печки мелкие	1,4 1,3	1,2 1,1	1,4 1,3
||г«,М4 ИМАГПЛПИС ММ4ППЛЛЛП»||Г и ИМФММГ |Н|» МЩС II пыс ПО ДНП	1.25 1.1	1.0	1,2
Ikih ihHH гминн ног, п также крупно- н(момо1ныс v имлспаго'глкнистььм за- полнителем с показателем текучести ।рунтл или заполнителя 1^< 0,25	1,25	1.0	1,2
Пылсизто-глинистые, а также крупно- обломочные с пылевато-глинистым запол- нителем с показателем текучести грунта или заполнителя 0,25 <	< 0,5	1,2	1,0	1,1
Пылевато-глинистые, а также крупнообло- мочные с пылевато-глинистым заполните- лем с показателем текучести грунта или заполнителя > 0,5	1,0	1,0	1,0
Примечания:
I.	К сооружениям с жесткой конструктивной схемой относятся сооружения, конструкции ко-
торых специально приспособлены к восприятию усилии от деформации оснований.
2.	Для зданий с гибкой конструктивной схемой значение коэффициента Ya принимается рав-
ным единице.
3.	При промежуточных значений L/H коэффициент Ya определяется по интерполяции.
13
Табл. 1.4
Коэффициенты М?,	, Мс для расчета деформаций оснований
Угол внутреннего	Коэффициенты			Угол внутреннего	1 Коэффициенты		
трения <рц, град.	Mg	Mq	Мс	трения g?jj, град.	м6	Mq	Me
0	0	1,00	3,14	23	0,69	3,65	6,24
1	0,01	1,06	3,23	24	0,72	3,87	6,45
2	0,03	1,12	3,32	25	0,78	4,11	6,67
3	0,04	1,18	3,41	26	0,84	4,37	6,90
4	0,06	1,25	3,51	27	0,91	4,64	7,14
5	0,08	1,32	3,61	28	0,98	4,93	7,40
6	0,10	1,39	3,71	29	1,06	5,25	7,67
7	0,12	1,47	3,82	30	1,15	_J,59	, 7,95
8	0,14	1,55	3,93	31	1,24	5,95	8,24
9	0,16	1,64	4,05	32	1,34	6,34	8,55
10	0,18	1,73	4,17	33	1,44	6,76	8,88
11	0,21	1,83	4,29	34	1,55	7,22	9,22
12	0,23	1,94	4,42	35	1,68	7,71	9,58
13	0,26	2,05	4,55	36	1,81	8,24	9,97
14	0,29	2,17	4,69	37	1,95	8,81	10,37
15	0,32	2,30	4,84	38	2,П	9,44	10,80
16	0,36	2,43	4,99	39	2,28	10,11	11,25
17	0,39	2,57	5,15	40	2,46	10,85	11,73
18	0,43	2,73	5,31	41	2,66	11,64	12,24
19	0,47	2,89	5,48	42	2,88	12,51	12,79
20	0,51	3,06	5,66	43	3,12	13,46	13,37
21	0,56	3,24	5,84	44	3,38	14,50	13,98
22	0,61	3,44	6,04	45	3,66	15,64	14,64
тов, залегающих ниже подошвы фундамента (при наличии подземных вод опреде-
ляется с учетом взвешивающего действия воды), кН/м3 (тс/м3); у'ц — то же, зале-
гающих выше подошвы; сц — расчетное значение удельного сцепления грунта, за-
легающего непосредственно под подошвой фундамента, кПа (тс/м2); d\ — глубина
заложения фундаментов бесподвальных сооружений от уровня планировки или
приведенная глубина заложения наружных и внутренних фундаментов от пола
подвала, определяемая по формуле:
tZj = ^уусу/уп,	(1.8)
где hs — толщина слоя грунта выше подошвы фундамента со стороны подвала, м;
hcf— толщина конструкции пола подвала, м; у^_ расчетное значение удельного веса
конструкции пола подвала, кН/м3 (тс/м3);	— глубина подвала — расстояние от
уровня планировки до пола подвала, м (для сооружений с подвалом шириной В < 20 м
и глубиной свыше 2 м принимается = 2 м, при ширине подвала В > 20 м — ^ = 0).
Примечания:
1.	Формулу (1.7) допускается применять при любой форме фундаментов
в плане. Если подошва фундамента имеет_форму круга или правильного много-
угольника площадью А, принимается b = VA.
14
2.	Расчетные значения удельного веса грунтов и материала пола подвала, входя-
щие в формулу (1.7), допускается принимать равными их нормативным значениям.
3.	Расчетное сопротивление грунта при соответствующем обосновании может
быть увеличено, если конструкция фундамента улучшает условия его совместной ра-
боты с основанием.
4.	Для фундаментных плит с угловыми вырезами расчетное сопротивление грун-
та основания допускается увеличивать на 15 %.
5.	Если d}> d (d — глубина заложения фундамента от уровня планировки)
в формуле (1.7) принимается d\ = d и dh= 0.
Предварительные размеры фундаментов назначаются по конструктивным сооб-
ражениям или исходя из табличных значений расчетного сопротивления грунтов ос-
нования Rq в соответствии с п. 1.9.6. Значениями Rq допускается также пользоваться
для окончательного назначения размеров фундаментов зданий и сооружений III клас-
ca4, если основание сложено горизонтальными (уклон не более 0,1), выдержанными
по толщине слоями грунта, сжимаемость которых не увеличивается в пределах глуби-
ны, равной двойной ширине наибольшего фундамента, считая от его подошвы.
Расчетное сопротивление R основания, сложенного крупнообломочными грун-
тами, вычисляется по формуле (1.7) на основе результатов непосредственных опре-
делений прочностных характеристик грунтов.
Если содержание заполнителя превышает 40 %, значение R для крупнообломоч-
ных грунтов допускается определять по характеристикам заполнителя.
Расчетное сопротивление грунтов основания R в случае их уплотнения или уст-
ройства подушек должно определяться исходя из задаваемых проектом расчетных
значений физико-механических характеристик уплотненных грунтов.
Расчетное сопротивление грунтов основания R при прерывистых фундамен-
тах определяется как для ленточных фундаментов с повышением значения R ко-
эффициентом принимаемым по табл. 1.5.
Табл. 2.5
Повышающий коэффициент kd для расчета сопротивления грунтов основания
при устройстве прерывистого фундамента
Вид фундаментных плит	Значение коэффициента для песков (кроме рыхлых) и пылевато-глинистых грунтов соответственно при коэффициенте пористости е? и показателе текучести		
	г < 0,5; IL < 0	е = 0,6; Il = O,25	е > 0,7; Ц > 0,5
Прямоугольные	1	1,3	1,15	j	1,0
С угловыми вырезками	1,3	1,15	1,15
Примечания:
1. При промежуточных значениях е и коэффициент kj принимается по интерполяции.
2. Для плит с угловыми вырезами коэффициент kj учитывает повышение R на 15 %.
При увеличении нагрузок на основании существующих сооружений (напри-
мер, при реконструкции) расчетное сопротивление грунтов основания должно
4 Согласно «Правилам учета степени ответственности зданий и сооружений при
проектировании конструкций», утвержденным Госстроем СССР.
15
приниматься в соответствии с данными об их физико-механических свойствах
с учетом типа и состояния фундаментов и надфундаментных конструкций соору-
жения, продолжительностью его эксплуатации, ожидаемых дополнительных на-
грузок на фундаменты и их влияния на примыкающие сооружения.
Расчетное сопротивление грунта основания R, вычисленное по формуле (1.7),
может быть повышено в 1,2 раза, если расчетные деформации основания (при давле-
нии, равном R) не превосходят 40 % предельных значений. При этом повышенное
давление не должно вызывать деформации основания свыше 50 % предельных и пре-
вышать значения давления из условия расчета оснований по несущей способности
в соответствии с требованиями настоящего параграфа (см. ниже).
При наличии в пределах сжимаемой толщи основания на глубине z от подошвы
фундамента слоя грунта меньшей прочности, чем прочность грунта вышележащих сло-
ев, размеры фундамента должны назначаться такими, чтобы обеспечить условие:
S^+ s2g< Rz,	(1.9)
где szp и szg — вертикальные напряжения в грунте на глубине z от подошвы фунда-
мента соответственно дополнительное от нагрузки на фундамент и от собственно-
го веса грунта, кПа (тс/м2); Rz— расчетное сопротивление грунта пониженной
прочности на глубине z, кНа (тс/м2), вычисленное по формуле (1.7) для условного
фундамента шириной bz, м, равной:
bz = y/(Az+а2) - а,	(1.10)
где Az = N/ azp; а = (I - b)/2, здесь N — вертикальная нагрузка на основание от
фундамента; / и b — соответственно длина и ширина фундамента.
Давление на грунт у края подошвы внецентренно нагруженного фундамента
(вычисленное в предположении линейного распределения давления под подошвой
фундамента при нагрузках, принимаемых для расчета оснований по деформациям),
как правило, должно определяться с учетом заглубления фундамента в грунт и жест-
кости надфундаментных конструкций. Краевое давление при действии изгибающего
момента вдоль каждой оси фундамента не должно превышать 1,2К и в угловой точ-
ке — 1,5.R (здесь R — расчетное сопротивление грунта основания, определяемое
в соответствии с вышеперечисленными требованиями).
При расчете оснований фундаментов мостов на внецентренную нагрузку следу-
ет руководствоваться требованиями СНиП по проектированию мостов и труб5.
Крен отдельных фундаментов или сооружений в целом должен вычисляться
с четом момента в уровне подошвы фундамента, влияния соседних фундаментов,
нагрузок на прилегающие площади и неравномерности сжимаемого основания.
При определении кренов фундаментов, кроме того, как правило, необходимо
учитывать заглубление фундамента, жесткость надфундаментной конструкции, а так-
же возможность увеличения эксцентриситета нагрузки из-за наклона фундамента (со-
оружения).
Предельные значения совместной деформации основания и сооружения уста-
навливаются исходя из необходимости соблюдения:
5 СНиП 2.05.03-84* Мосты и трубы; СНиП 3.06.04-91 Мосты и трубы; СНиП 3.06.07-86
Мосты и трубы. Правила обследований и испытаний.
16
а)	технологических или архитектурных требований к деформации со-
оружения (изменение проектных уровней и положений сооружения в целом,
отдельных его элементов и оборудования, включая требования к нормальной
работе лифтов, кранового оборудования, подъемных устройств элеваторов
и т. п.) -
б)	требований к прочности, устойчивости и трещиностойкости конструкций,
включая общую устойчивость сооружения — su у.
Предельные значения совместной деформации основания и сооружения
по технологическим или архитектурным требованиям su s должны устанавли-
ваться соответствующими нормами проектирования зданий и сооружений, пра-
вилами технической эксплуатации оборудования или заданием на проектирова-
ние с учетом в необходимых случаях рихтовки оборудования в процессе экс-
плуатации.
Проверка соблюдения условия j = sus производится при разработке типовых
и индивидуальных проектов в составе расчетов сооружения во взаимодействии
с основанием после соответствующих расчетов конструкций сооружения по проч-
ности, устойчивости и трещиностойкости.
Предельные значения совместной деформации основания и сооружения по
условиям прочности, устойчивости и трещиностойкости конструкций у должны
устанавливаться при проектировании на основе расчета сооружения во взаимо-
действии с основанием.
Значение suj допускается не устанавливать для сооружений значительной же-
сткости и прочности (например, зданий башенного вида типа домен), а также для
сооружений, в конструкциях которых не возникают усилия от неравномерных оса-
док основания (например, различного рода шарнирных систем).
При разработке типовых проектов сооружений на основе значений sU 5 и suj
следует, как правило, устанавливать следующие критерии допустимости примене-
ния этих проектов, упрощающие расчет оснований по деформациям при их при-
вязке к местным грунтовым условиям:
а)	предельные значения изменчивости сжимаемости грунтов основания tip,
соответствующие различным значениям среднего модуля деформации грунтов
в пределах плана сооружения Е или средней осадки основания 7;
б)	предельную неравномерность деформаций основания соответствую-
щую нулевой жесткости сооружения;
в)	перечень грунтов с указанием их простейших характеристик свойств, а так-
же характера напластований, при наличии которых не требуется выполнять расчет
оснований по деформациям.
Примечания:
1. Степень изменчивости сжимаемости основания а£ определяется отношением
наибольшего значения приведенного по глубине модуля деформации грунтов основа-
ния в пределах плана сооружения к наименьшему значению.	_
2. Среднее значение модуля деформации грунтов основания Е в пределах
плана сооружения определяется как средневзвешенное (с учетом изменения сжи-
маемости грунтов по глубине и в плане сооружения).
Предельные значения деформаций оснований допускается принимать соглас-
но п. 1.9.7, если конструкции сооружения не рассчитаны на усилия, возникающие
в них при взаимодействии с основанием, и в задании на проектирование не уста-
новлены значения su s.
17
Расчет деформаций основания допускается не выполнять, если среднее дав-
ление под фундаментами проектируемого сооружения не превышает расчетного
сопротивления грунтов основания и выполняется одно из следующих условий:
а)	степень изменчивости сжимаемости основания меньше предельной;
6)	инженерно-геологические условия площадки строительства соответствуют
области применения типового проекта;
в)	грунтовые условия площадки строительства сооружений, перечисленных
в табл. 1.6, относятся к одному из вариантов, указанных в этой таблице.
Табл. 1.6
Грунтовые условия, допускающие не выполнять расчет деформаций основания
Сооружена я	I
j 1. Производственные здания:
I а) одноэтажные с несущими конструкциями,
малочувствительными к неравномерным
осадкам (например, стальной или железо-
бетонный каркас на отдельных фундамен-
тах при шарнирном опирании ферм, риге-
лей), и с мостовыми кранами грузоподъем-
I ностью до 50 т включительно;
•	б) многоэтажные до 6 этажей включительно
!	с сеткой колонн не более 6 х9 м
!	2. Жилые и общественные здания прямоуголь-
I ной формы в плане без перепадов по высо- |
i те с полным каркасом и бескаркасные с не-
сущими стенами из кирпича, крупных бло-
ков или панелей:
а) протяженные многосекционные высотой
I до 9 этажей включительно;
I б) несблокированные башенного типа высо-
। той до 14 этажей включительно
Варианты грунтовых условий
1.	Крупнообломочные грунты при содержании
заполнителя менее 40 %.
2.	Пески любой крупности, кроме пылеватых,
плотные и средней плотности.
3.	Пески любой крупности, только плотные.
4.	Пески любой крупности, только средней
плотности при коэффициенте пористости
е < 0,65.
5.	Супеси при е < 0,65, суглинки при е < 0,85
и глины при е < 0,95, если диапазон изме-
нения коэффициента пористости этих грун-
тов на площадке не превышает 0,2.
6.	Пески, кроме пылеватых при е < 0,7 в со-
четании с пылевато-глинистыми грунтами
моренного происхождения при е < 0,5 и
|	< 0,5 независимо от порядка их залегания.
1.7. Расчет оснований по несущей способности
Целью расчета оснований по несущей способности являются обеспечение прочно-
сти и устойчивости оснований, а также недопущение сдвига фундамента по подошве
и его опрокидывания. Принимаемая в расчете схема разрушения основания (при до-
стижении им предельного состояния) должна быть как статически, так и кинематичес-
ки возможна для данного воздействия и конструкции фундамента или сооружения.
Расчет оснований по несущей способности производится исходя из условия:

(1-11)
где F — расчетная нагрузка на основание; Fu — сила предельного сопротивления
основания; ус — коэффициент условий работы, принимаемый: для песков, кроме
18
пылеватых ус = 1,0; для песков пылеватых, а также пылевато-глинистых грунтов
в стабилизированном состоянии ус= 0,9; для пылевато-глинистых грунтов в неста-
билизированном состоянии ус = 0,85; для скальных грунтов: невыветрелых и сла-
бовыветрелых ус= 1,0; выветрелых ус = 0,9; сильновыветрелых ус= 0,8; у„ — коэф-
фициент надежности по назначению сооружения, принимаемый равным 1,2; 1,15
и 1,10 соответственно для зданий и сооружений I, II и III классов.
Вертикальная составляющая силы предельного сопротивления основания,
сложенного скальными грунтами Ям, кН (тс), независимо от глубины заложения
фундамента вычисляется по формуле:
= W	(112)
где Rc — расчетное значение предела прочности на одноосное сжатие скального
грунта, кПа (тс/м2); и — соответственно приведенные ширина и длина фундамен-
та, м, вычисляемые по формулам:
b' = b- 2eh; /'= /- 2еь	(1.13)
где и — соответственно эксцентриситеты приложения равнодействующей на-
грузок в направлении поперечной и продольной осей фундамента, м.
Сила предельного сопротивления основания, сложенного нескальными грун-
тами в стабилизированном состоянии, должна определяться исходя из условия,
что соотношение между нормальными о и касательными напряжениями т по всем
поверхностям скольжения, соответствующее предельному состоянию основания,
подчиняется зависимости:
r=otg<pI + cI,	(1.14)
где и С[ — соответственно расчетные значения угла внутреннего трения
и удельного сцепления грунта.
Сила предельного сопротивления основания, сложенного медленно уплотня-
ющимися водонасыщенными пылевато-глинистыми и биогенными грунтами (при
степени влажности Sr> 0,85 и коэффициенте консолидации сп < 107 см2/год),
должна определяться с учетом возможного нестабилизированного состояния
грунтов основания за счет избыточного давления в поровой воде и. При этом со-
отношение между нормальными s и касательными напряжениями t принимается
по зависимости:
т= (ст-M)tg9>] + q,	(1.15)
где и С[ — соответствуют стабилизированному состоянию грунтов основания.
Избыточное давление в поровой воде допускается определять методами
фильтрационной консолидации грунтов с учетом скорости приложения нагруз-
ки на основание. При соответствующем обосновании (высокие темпы возведе-
ния сооружения или нагружения его эксплуатационными нагрузками, отсутст-
вие в основании дренирующих слоев грунта или дренирующих устройств) допу-
скается в запас надежности принимать избыточное давление в поровой воде
равным нормальному напряжению по площадкам скольжения (и=а) или прини-
19
мать значения q)j и Cj соответствующими нестабилизированному состоянию
грунтов основания.
Вертикальную составляющую силы предельного сопротивления Nu основа-
ния, сложенного нескальными грунтами в стабилизированном состоянии, допус-
кается определять по формуле (1.16), если фундамент имеет плоскую подошву
и грунты основания ниже подошвы однородны до глубины не менее ее ширины,
а в случае различной вертикальной пригрузки с разных сторон фундамента интен-
сивность большей из них не превышает 0,5Л (R — расчетное сопротивление грун-
та основания):
Nu = bT(Nr^b'Yl + Nq Y[d + Nc & cj,	(1.16)
где b' и I' — обозначения те же, что в формуле (1.12), причем символом b обозна-
чена сторона фундамента, в направлении которой предполагается потеря устойчи-
вости основания; Nq, Nc — безразмерные коэффициенты несущей способнос-
ти, определяемые по табл. 1.7 в зависимости от расчетного значения угла внут-
реннего трения грунта эд и угла наклона к вертикали равнодействующей внешней
нагрузки на основание F в уровне подошвы фундамента; yj и у[ — расчетные зна-
чения удельного веса грунтов, кН/м3 (тс/м3), находящихся в пределах возможной
призмы выпирания соответственно ниже и выше подошвы фундамента (при наличии
подземных вод определяются с учетом взвешивающего действия воды); Cj — рас-
четное значение удельного сцепления грунта, кПа (тс/м2); d — глубина заложе-
ния фундамента, м (в случае неодинаковой вертикальной пригрузки с разных сто-
рон фундамента принимается значение d, соответствующее наименьшей пригруз-
ке, например при грузке со стороны подвала);	— коэффициенты формы
фундамента, определяемые по формулам:
^=1 - 0,25/jj; £, = 1 + 1,5/»?; &= 1 + 0,3/п,	(1.17)
где rj = l/b\ I и b — соответственно длина и ширина подошвы фундамента, прини-
маемые в случае внецентренного приложения равнодействующей нагрузки равны-
ми приведенным значениям, определяемым по формулам (1.13).
Если ту = l/b < 1, в формулах (1.17) следует принимать rj = 1.
Угол наклона к вертикали д равнодействующей внешней нагрузки на основа-
ние определяется из условия:
1Ъ6-РЬ/Р„,	(1.18)
где Fbn Fv — соответственно горизонтальная и вертикальная составляющие внеш-
ней нагрузки на основание F в уровне подошвы фундамента.
Расчет по формуле (1.16) допускается выполнять, если соблюдается условие
tg <5 < sin эд.	(1.19)
Примечания:
1. При использовании формулы (1.16) в случае неодинаковой пригрузки
с разных сторон фундамента в составе горизонтальных нагрузок следует учиты-
вать активное давление грунта.
20
Табл. 1.7
Коэффициенты
несущей способности Л7у, Nq, Nc
Угол	Обозна-1	Коэффициенты несущей способности N?, Nq, Nc при углах наклона
внутрен- чение |	к вертикали равнодействующей внешней нагрузки 6, град, равных
него грунта Ф1, град	коэффи- циентов	0	5	10	15	20	25	30		35	40	45
0		0; 1,00; 5,14		—	—	—-		—				I
5		0,20; 1,57; 6,49	0,05 1,26 2,93]	?! 		—	—	—	—		—	—	—
10		0,60; 2,47; 8,34	0,42; 2,16; 6,57	fo,12 1,60 [3,38|	d=9,8	—	—	—		—	—	—
15	Wc	1,35; 3,94; 10,98	1,02; 3,45; 9,13	0,61; 2,84; 6,88	fo,2l] (2,06 [3,94]	d-14,5		—		—	—	—
20		2,88; 6,40; 14,84	2,18; 5,56; 12,53	1,47; 4,64; 10,02	0,82; 3,64; 7,26	0,36] 2,69 [4,65]	d-18,9	—		—	—	
25	"Ж	5.87; 10,66; 20,72	4,50; 9,17; 17,53	3,18; 7,65; 14,26	2,00; 6,13; 10,99	1,05; 4,58; 7,68	0,58 ]3,60 • [5,58]	d-22,9		—	—	—
30		12,39; 18,40; 30,14	9,43; 15,63; 25,34	6,72; 12,94; 20,68	4,44; 10,37; 16,23	2,63; 7,96; 12,05	1,29; 5,67; 8,09	0,95 4,95 [6,85		d—26,5	—	—
35	NyNqNc	27,50; 33,30; 46,12	20,58; 27,86; 38,36	14,63; 22,77; 31,09	9,79; 18,12; 24,45	6,08; 13,94; 18,48	3,38; 10,24; 13,19	fl,60 7,04 [8,63		d-29,8	—	—
40	NrNqNc	66,01; 64,19; 75,31	48,30; 52,71; 61,63	33,84; 42,37; 49,31	22,56; 33,26; 38,45	14,18; 25,39; 29,07	8,26; 18,70; 21,10	4,30; 13,11; 14,43		[2,79 10,46 [11.27	d-32,7	—
45	NyNqNc	177,61; 134,87; 133,87	126,09; 108,24; 107,23	86,20; 85,16; 84,16	56,50; 65,58; 64,58	32,26; 49,26; 48,26	20,73; 35,93; 34,93	11,26; 25,24; 24,24		5,45; 16,42; 15,82	[5,22 <16,42 [l 5,82	d-35,2
Примечания:
1. При промежуточных значениях и д коэффициенты Ny, Nq, Ne допускается определять
по интерполяции.
2. В фигурных скобках приведены значения коэффициентов несущей способности, соответст-
вующие предельному значению угла наклона нагрузки д', исходя из условия (1.19).
2.	Если условие (1.19) не выполняется, следует производить расчет фунда-
мента на сдвиг по подошве.
21
Расчет фундамента на сдвиг по подошве производился исходя из условия:
2Л,„<(у^Л,Уул,	(1.20)
где SFj а и %FS — суммы проекций на плоскость скольжения соответственно рас-
четных сдвигающих и удерживающих сил, определяемых с учетом активного
и пассивного давлений грунта на боковые грани фундамента; ус и у„ — обозначе-
ния те же, что в формуле (1.11).
Расчет оснований по несущей способности допускается выполнять графоана-
литическими методами (круглоцилиндрических или ломаных поверхностей сколь-
жения), если:
а)	основание неоднородно по глубине;
б)	пригрузка основания с разных сторон фундамента не одинакова, причем
интенсивность большей из них превышает 0,5Я (7? — расчетное сопротивление
грунта основания);
в)	сооружение расположено на откосе или вблизи откоса;
г)	возможно возникновение нестабилизированного состояния грунтов осно-
вания.
Предельное сопротивление основания (однородного ниже подошвы фун-
дамента до глубины не менее О,75£), сложенного медленно уплотняющи-
мися водонасыщенными грунтами, допускается определять следующим об-
разом.
Вертикальную составляющую силы предельного сопротивления основания
ленточного фундамента им, кН/м (тс/м), — по формуле:
ни =	(1 + тг - а + cos a) q]	(1.21)
где Ь' — обозначение то же, что в формуле (1.12), м; q — пригрузка с той сторо-
ны фундамента, в направлении которой действует горизонтальная составляющая
нагрузки, кПа (тс/м2); Cj — обозначение то же, что в формуле (1.14), кПа (тс/м2);
я = 3,14; а — угол, рад, определяемый по формуле:
а = arcsin (fb/ b'c^),	(1.22),
где fb — горизонтальная составляющая расчетной нагрузки на 1 м длины фунда-
мента, определяемая с учетом активного давления грунта, кН/м (тс/м).
Формулу (1.21) допускается использовать, если выполняется условие
fb =	(1.23)
Силу предельного сопротивления основания прямоугольного фундамента
(/ = ЗЬ) при действии на него вертикальной нагрузки допускается определять
по формуле (1.16), полагая эд = 0 и = 1 + 0,11г/.
Во всех случаях, если на фундамент действуют горизонтальные нагрузки и ос-
нование сложено грунтами в нестабилизированном состоянии, следует производить
расчет фундамента на сдвиг по подошве (п. 2.63).
Устойчивость фундаментов на действие сил морозного пучения грунтов необ-
ходимо проверять, если основание сложено пучинистыми грунтами.
22
1.8.	Дополнительные и специальные требования
к устройству оснований
1.8.1.	Мероприятия по уменьшению деформаций оснований
и влияния их на сооружения
Для выполнения требований расчета оснований по предельным состояниям,
кроме возможности и целесообразности изменения размеров фундаментов в плане
или глубины их заложения (включая прорезку грунтов с неудовлетворительными
свойствами), введения дополнительных связей, ограничивающих перемещения фун-
даментов, применения других типов фундаментов, изменения нагрузок на основа-
ние и т.д., следует рассмотреть необходимость применения: мероприятий по предо-
хранению грунтов основания от ухудшения их свойств; мероприятий, направленных
на преобразование строительных свойств грунтов; конструктивных мероприятий,
уменьшающих чувствительность сооружений к деформациям.
При проектировании следует также учитывать возможность регулирования уси-
лий в конструкциях сооружения, возникающих при его взаимодействии с основанием.
К мероприятиям, предохраняющим грунты основания от ухудшения их строи-
тельных свойств, относятся водозащитные мероприятия на площадках, сложенных
грунтами, чувствительными к изменению влажности (соответствующая компоновка
генеральных планов, вертикальная планировка территории, обеспечивающая сток
поверхностных вод, устройство дренажей, противофильтрационных завес и экранов,
прокладка водопроводов в специальных каналах или размещение их на безопасных
расстояниях от сооружений, контроль за возможными утечками воды и т.п.); защи-
та грунтов основания от химически активных жидкостей, способных привести к про-
садкам, набуханию, активизации карстовосуффозионных явлений, повышению аг-
рессивности подземных вод и т.п.; ограничение источников внешних воздействий
(например, вибраций); предохранительные мероприятия, осуществляемые в процессе
строительства сооружений (сохранение природной структуры и влажности грунтов,
соблюдение технологии устройства оснований, фундаментов, подземных и надзем-
ных конструкций, не допускающей изменения принятой в проекте схемы и скорости
передачи нагрузки на основание, в особенности при наличии в основании медленно
консолидирующихся грунтов и т.п.)
Преобразование строительных свойств грунтов основания (устройство искусст-
венных оснований) достигается уплотнением грунтов (трамбованием тяжелыми трам-
бовками, устройством грунтовых свай, вытрамбовыванием котлованов под фунда-
менты, предварительным замачиванием грунтов, использованием энергии взрыва,
глубинным гидровиброуплотнеНием, вибрационными машинами, катками и т.п.);
полной или частичной заменой в основании (в плане и по глубине) грунтов с неудов-
летворительными свойствами подушками из песка, гравия, щебня и т.п.; устройством
насыпей (отсыпкой или гидронамывом); закреплением грунтов (химическим, элект-
рохимическим, буросмесителъным, термическим и другими способами); введением
в грунт специальных добавок (например, засолением грунта или пропиткой его неф-
тепродуктами для ликвидации пучинистых свойств); армированием грунта (введени-
ем специальных пленок, сеток и т.п.).
Конструктивные мероприятия, уменьшающие чувствительность сооружений
к деформациям основания, включают рациональную компоновку сооружения в пла-
не и пс? высоте; повышение прочности и пространственной жесткости сооружений,
23
достигаемое усилением конструкций, в особенности конструкций фундаментно-под-
вальной части, в соответствии с результатами расчета сооружения во взаимодейст-
вии с основанием (введение дополнительных связей в каркасных конструкциях, уст-
ройство железобетонных или армокаменных поясов, разрезка сооружений на
отсеки и т.п.); увеличение податливости сооружений (если это позволяют техноло-
гические требования) за счет применения гибких или разрезных конструкций; уст-
ройство приспособлений для выравнивания конструкций сооружения и рихтовки
технологического оборудования.
К мероприятиям, позволяющим уменьшить усилия в конструкциях сооружения
при взаимодействии его с основанием, относятся размещение сооружения на пло-
щади застройки с учетом ее инженерно-геологического строения и возможных ис-
точников вредных влияний (линз слабых грунтов, старых горных выработок, кар-
стовых полостей, внешних водоводов и т.п.); применение соответствующих конст-
рукций фундаментов (например, фундаментов с малой боковой поверхностью на
подрабатываемых территориях и при наличии в основании пучинистых грунтов);
засыпка пазух и устройство подушек под фундаментами из материалов, обладаю-
щим малых сцеплением и трением, применение специальных антифрикционных
покрытий, отрывка временных компенсационных траншей для уменьшения усилий
от горизонтальных деформаций оснований (например, в районах горных вырабо-
ток); регулирование сроков замоноличивания стыков сборных и сборно-монолит-
ных конструкций; обоснованная скорость и последовательность возведения от-
дельных частей сооружения.
1.8.2.	Основания на просадочных грунтах
Основания, сложенные просадочными грунтами, должны проектироваться
с учетом их особенности, заключающейся в том, что при повышении влажности
выше определенного уровня они дают дополнительные деформации — просадки
от внешней нагрузки и (или) собственного веса грунта.
При проектировании оснований, сложенных просадочными грунтами, следу-
ет учитывать возможность повышения их влажности за счет замачивания грун-
тов — сверху из внешних источников и (или) снизу при подъеме уровня подзем-
ных вод; постепенного накопления влаги в грунте вследствие инфильтрации по-
верхностных вод и экранирования поверхности.
Расчетным состоянием просадочных грунтов по влажности является:
а)	при возможности их замачивания — полное водонасыщение (Sr= 0,8);
б)	при невозможности их замачивания — установившееся значение влажнос-
ти weq, принимаемое равным природной влажности и», если w= Wp , и влажности
на границе раскатывания, если w< Wp.
Просадочные грунты характеризуются:
а)	относительной просадочностью — относительным сжатием грунтов при
заданном давлении после их замачивания;
б)	начальным просадочным давлением ps[ — минимальным давлением, при кото-
ром проявляются просадочные свойства грунтов при их полном водонасыщении;
в)	начальной просадочной влажностью ws( — минимальной влажностью,
при которой проявляются просадочные свойства грунтов.
Значения и р$[ определяются в соответствии с требованиями п. 1.9.5.
24
При проектировании оснований, сложенных просадочными грунтами, должны
учитываться:
а)	просадки от внешней нагрузки sv/ р , происходящие в пределах верхней зо-
ны просадки от подошвы фундамента до глубины, где суммарные вертикальные
напряжения от внешней нагрузки и собственного веса грунта равны начальному
просадочному давлению или сумма указанных напряжений минимальна;
б)	просадки от собственного веса грунта ssl §, происходящие в нижней зоне
просадки, начиная с глубины, где суммарные вертикальные напряжения превыша-
ют начальное просадочное давление psi или сумма вертикальных напряжений от
собственного веса грунта и внешней нагрузки минимальна, и до нижней границы
просадочной толщи;
в)	неравномерность просадки грунтов Assj;
г)	горизонтальные перемещения основания usl в пределах криволинейной ча-
сти просадочной воронки при просадке грунтов от собственного веса.
Просадки грунтов учитываются при относительной просадочности е5/=0,01
и определяются в соответствии с указаниями п. 1.9.5.
При определении просадок грунтов и их неравномерности следует учиты-
вать: инженерно-геологическое строение площадки; физико-механические харак-
теристики грунтов основания и их неоднородность; размеры, глубину заложения
и взаимное расположение фундаментов; нагрузки на фундаменты и прилегающие
площади; конструктивные особенности сооружения, в частности наличие тонне-
лей, подвалов под частью сооружения и т.п.; характер планировки территории
(наличие выемок и срезки или насыпей и подсыпок, которые оказывают влияние
на напряженное состояние грунтов основания, а также на вид и размер проса-
док); возможные виды, размеры и места расположения источников замачивания
грунтов; дополнительные нагрузки на глубокие фундаменты, уплотненные и за-
крепленные массивы от сил негативного трения, возникающих при просадках
грунтов от собственного веса.
Кроме того, необходимо учитывать, что при замачивании сверху больших пло-
щадей (ширина замачиваемой площади Bw равна или превышает размер просадочной
толщи Hsi) и замачивании снизу за счет подъема уровня подземных вод полностью
проявляется просадка от собственного веса ssi & , а при замачивании сверху малых
площадей (Вш< проявляются лишь только часть ее s!sl & (см. п. 1.9.5.)
При определении неравномерности просадок грунтов следует учитывать воз-
можные наиболее неблагоприятные виды и места расположения источников замачи-
вания по отношению к рассчитываемому фундаменту или сооружению в целом.
Грунтовые условия площадок, сложенных просадочными грунтами, в зависи-
мости от возможности проявления просадки грунтов от собственного веса, под-
разделяются на два типа: грунтовые условия, в которых возможна в основном
просадка грунтов от внешней нагрузки, а просадка грунтов от собственного веса
отсутствует или не превышает 5 см (I тип); грунтовые условия, в которых помимо
просадки грунтов от внешней нагрузки возможна их просадка от собственного ве-
са и размер ее превышает 5 см (II тип).
При расчете оснований, сложенных просадочными грунтами, деформации
основания определяются суммированием осадок и просадок. Осадки основания
определяются без учета просадочных свойств грунтов, исходя из деформацион-
ных характеристик грунтов при установившейся влажности, а просадки — в соот-
ветствии с требованиями настоящего параграфа.
25
При проектировании оснований, сложенных просадочными грунтами, в случае
их возможного замачивания должны предусматриваться мероприятия, исключающие
или снижающие до допустимых пределов просадки оснований и (или) уменьшающие
их влияние на эксплуатационную пригодность сооружений.
В случае невозможности замачивания основания в течение всего срока эксплуата-
ции сооружения (с учетом его возможной реконструкции) просадочные свойства грун-
тов допускается не учитывать, однако в расчетах должны использоваться физико-ме-
ханические характеристики грунтов, соответствующие установившейся влажности.
Расчетное сопротивление грунта основания при возможном замачивании проса-
дочных грунтов принимается равным начальному просадочному давлению psi при ус-
транении возможности просадки грунтов от внешней нагрузки путем снижения дав-
ления под подошвой фундамента или значению, вычисленному по формуле (1.7)
с использованием расчетных значений прочностных характеристик (<рц и Гц) в водо-
насыщенном состоянии.
При невозможности замачивания просадочных грунтов расчетное сопротив-
ление грунта основания R определяется по формуле (1.7) с использованием проч-
ностных характеристик этих грунтов при установившейся влажности.
Предварительные размеры фундаментов сооружений, возводимых на проса-
дочных грунтах, назначаются, исходя из расчетных сопротивлений основания Rg ,
принимаемых по п. 1.9.5.
Указанными значениями Rg допускается пользоваться также для назначения
окончательных размеров фундаментов зданий и сооружений III класса, в которых
отсутствует мокрый технологический процесс.
Требования расчета оснований по деформациям в грунтовых условиях I типа
считаются удовлетворенными, если в пределах всей просадочной толщи сумма
вертикальных напряжений от внешней нагрузки и от собственного веса грунта не
превышает начального просадочного давления .
При возможности замачивания грунтов основания следует предусматривать од-
но из мероприятий: устранение просадочных свойств грунтов в пределах всей проса-
дочной толщи; прорезку просадочной толщи глубокими фундаментами, в том числе
свайными и массивами из закрепленного грунта; частичное устранение просадочных
свойств грунтов, водозащитные и конструктивные мероприятия.
В грунтовых условиях II типа наряду с устранением просадочных свойств
грунтов или прорезкой просадочной толщи глубокими фундаментами должны
предусматриваться водозащитные мероприятия, а также соответствующая компо-
новка генплана.
Устранение просадочных свойств грунтов в грунтовых условиях I типа допуска-
ется выполнять только в пределах части верхней зоны просадки, но не менее 2/3 ее
высоты, если конструкции сооружения рассчитаны на возможные деформации осно-
вания, а просадки и их неравномерность не превышают 50 % предельных деформа-
ций основания для данного сооружения.
Значения предельных деформаций оснований, приведенные в п. 1.9.6, не рас-
пространяются на сооружения, запроектированные с применением комплекса меро-
приятий по устранению замачивания оснований. Предельный крен жилых и общест-
венных зданий при применении комплекса мероприятий допускается принимать рав-
ным = 0,008 — для зданий, не оборудованных лифтами, а также если проектом
предусмотрены специальные мероприятия по рихтовке направляющих лифтовых
шахт; iu= 0,005 — если указанные мероприятия не предусмотрены.
26
Устранение просадочных свойств грунтов достигается в пределах верхней зоны
просадки или ее части уплотнением тяжелыми трамбовками, устройством грунтовых
подушек, вытрамбовыванием котлованов, в том числе с устройством уширения из
жесткого материала, химическим или термическим закреплением; в пределах всей
просадочной толщи — глубинным уплотнением грунтовыми сваями, предваритель-
ным замачиванием грунтов основания, в том числе с глубинными взрывами, химиче-
ским или термическим закреплением.
При проектировании глубоких фундаментов следует учитывать в грунтовых ус-
ловиях I типа — сопротивление грунта по боковой поверхности фундаментов; в грун-
товых условиях II типа — негативное трение грунта по боковой поверхности фунда-
ментов, возникающее при просадке грунтов от собственного веса.
1.8.3.	Основания на набухающих грунтах
Основания, сложенные набухающими грунтами, должны проектироваться
с учетом способности таких грунтов при повышении влажности увеличиваться
в объеме — набухать. При последующем понижении влажности у набухающих
грунтов происходит обратный процесс — усадка.
Необходимо учитывать, что способностью набухать при увеличении влажно-
сти обладают некоторые виды шлаков (например, шлаки электроплавильных про-
изводств), а также обычные пылевато-глинистые грунты (не набухающие при уве-
личении влажности), если они замачиваются химическими отходами производств
(например, растворами серной кислоты).
Набухающие грунты характеризуются давлением набухания р^, влажностью
набухания wsu,, .относительным набуханием при заданном давлении esw и относи-
тельной усадкой при высыхания е^. Указанные характеристики определяются
в соответствии с требованиями п. 1.9.5.
При проектировании оснований, сложенных набухающими грунтами, следует
учитывать возможность набухания этих грунтов за счет подъема уровня подземных
вод или инфильтрации — увлажнения грунтов производственными или поверхност-
ными водами; набухания за счет накопления влаги под сооружениями в ограничен-
ной по глубине зоне вследствие нарушения природных условий испарения при заст-
ройке и асфальтировании территории (экранирование поверхности); набухания
и усадки грунта в верхней части зоны аэрации — за счет изменения водно-теплового
режима (сезонных климатических факторов); усадки за счет высыхания от воздейст-
вия тепловых источников.
При проектировании заглубленных частей сооружений должны учитываться
горизонтальные давления, возникающие при набухании и усадке грунтов.
Основания, сложенные набухающими грунтами. Деформации основания в ре-
зультате набухания или усадки грунта должны определяться путем суммирования
деформаций отдельных слоев основания согласно указаниям п. 1.9.5.
При определении деформаций основания осадка его от внешней нагрузки
и возможная осадка от уменьшения влажности набухающего грунта должны
суммироваться. Подъем основания в результате набухания грунта определяет-
ся в предположении, что осадки основания от внешней нагрузки стабилизиро-
вались.
Предельные значения деформаций, вызываемых набуханием (усадкой) грун-
тов, допускается принимать в соответствии с указаниями п. 1.9.7.
27
Нормативные значения относительного набухания esw и относительной усад-
ки £sh определяются по результатам лабораторных испытаний с учетом указанных
выше причин набухания или усадки.
Расчетные значения характеристик е^ и Esh допускается принимать равными нор-
мативным, полагая в формуле (1.1) коэффициент надежности по грунту vg=l.
При расчетных деформациях основания, сложенного набухающими грунтами,
больше предельных или недостаточной несущей способности основания должны
предусматриваться водозащитные мероприятия; предварительное замачивание ос-
нования в пределах всей или части толщи набухающих грунтов; применение ком-
пенсирующих песчаных подушек; полная или частичная замена слоя набухающего
грунта ненабухающим; полная или частичная прорезка фундаментами слоя набуха-
ющего грунта.
1.8,4.	Основания на водонасыщенных биогенных грунтах и илах
Основания, сложенные водонасыщенными биогенными грунтами (заторфован-
ными, торфами и сапропелями) и илами или включающие эти грунты, должны проек-
тироваться с учетом их большой сжимаемости, медленного развития осадок во време-
ни и возможности в связи с этим возникновения нестабилизированного состояния,
существенной изменчивости и анизотропии прочностных, деформационных и фильт-
рационных характеристик и изменения их в процессе консолидации основания, а так-
же значительной тиксотропии илов.
Следует учитывать также, что подземные воды в биогенных грунтах и илах,
как правило, сильно агрессивны к материалам подземных конструкций.
Деформационные, прочностные и фильтрационные характеристики биоген-
ных грунтов и илов должны определяться при давлении или в диапазоне давле-
ний, соответствующих напряженному состоянию основания проектируемого со-
оружения.
Характеристики биогенных грунтов и илов должны устанавливаться при ис-
пытаниях образцов грунта в вертикальном и горизонтальном направлениях.
Расчет оснований, сложенными биогенными грунтами и илами, должен про-
изводиться с учетом скорости передачи нагрузки на основание, изменения эффек-
тивных напряжений в грунте в процессе консолидации основания, анизотропии
свойств грунтов. При этом допускается использовать методы теории линейной
консолидации грунтов.
Анизотропию свойств биогенных грунтов и илов допускается не учитывать,
если значения характеристик для вертикального и горизонтального направлений
отличаются не более чем на 40 %.
Опирание фундаментов непосредственно на поверхность сильнозаторфован-
ных грунтов, торфов, слабоминеральных сапропелей и илов не допускается.
Если непосредственно под подошвой фундамента залегает слой грунта с модулем
деформации Е<5 МПа (50 кгс/см2) толщиной более ширины фундамента, осадка осно-
вания должна определяться с учетом полного давления под подошвой фундамента.
При расчетных деформациях основания, сложенного биогенными грунтами
и илами, больше предельных или недостаточной несущей способности основания
должны предусматриваться полная или частичная прорезка слоев биогенных грун-
тов и илов глубокими фундаментами; полная или частичная замена биогенного
грунта или ила песком, гравием, щебнем и т.д.; уплотнение грунтов временной или
28
постоянной пригрузкой основания сооружения или всей площадки строительства
насыпным (намывным) грунтом или другим материалом (с устройством фильтрую-
щего слоя или дрен при необходимости ускорения процесса консолидации основа-
ния); закрепление илов буросмесительным способом.
При проектировании пригрузки должны быть установлены толщина, размеры
в плане пригрузочного слоя и время, необходимые для достижения заданной степени
консолидации основания, а также конечная осадка основания под пригрузкой.
1.8.5.	Основания на элювиальных грунтах
Основания, сложенные элювиальными грунтами — продуктами выветривания
скальных пород, оставшимися на месте своего образования и сохранившими в той
или иной степени структуру и текстуру исходных пород, должны проектировать-
ся с учетом их значительной неоднородности по глубине и в плане из-за наличия
грунтов с большим различием их прочностных и деформационных характерис-
тик — скальных разной степени выветрелости и различных типов нескальных
грунтов; склонности к снижению прочности элювиальных грунтов (особенно
крупнообломочных и сильновыветрелых скальных) во время их преобразования
в открытых котлованах; возможности перехода в плывунное состояние элювиаль-
ных супесей и пылеватых песков в случае их водонасыщения в период устройства
котлованов и фундаментов; возможного наличия просадочных свойств у элюви-
альных пылеватых песков с коэффициентом пористости е > 0,6 и степенью влаж-
ности Sr < 0,7.
Возможность и степень снижения прочности элювиальных грунтов основания во
время пребывания их открытыми в котловане должны устанавливаться опытным пу-
тем в полевых условиях. Допускается проводить определения в лабораторных услови-
ях на специально отобранных образцах (монолитах) грунта.
Для предварительной оценки возможного снижения прочности элювиальных
грунтов допускаются косвенные методы, учитывающие изменение в течение задан-
ного периода времени: плотности скальных грунтов; удельного сопротивления пе-
нетрации пылевато-глинистых грунтов; содержания частиц размером менее 0,1 мм
в песчаных и менее 2 мм в крупнообломочных грунтах.
Если элювиальные грунты являются просадочными, следует учитывать требо-
вания п. 1.8.2.
При расчетных деформациях основания, сложенного элювиальными грунтами,
больше предельных или недостаточной несущей способности основания должны пре-
дусматриваться: устройство уплотненных грунтовых распределительных подушек из
песка, гравия, щебня или крупнообломочных грунтов с обломками исходных горных
пород, в частности при неровной поверхности скальных грунтов; удаление из верхней
зоны основания включений скальных грунтов, полная или частичная замена рыхлого
заполнения «карманов» и «гнезд» выветривания в скальных грунтах щебнем, грави-
ем или песком с уплотнением.
В проекте оснований и фундаментов должна предусматриваться защита элюви-
альных грунтов от разрушения атмосферными воздействиями и водой в период уст-
ройства котлованов. Для этой цели следует применять водозащитные мероприятия,
не допускать перерывы в устройстве оснований и последующем возведении фунда-
ментов; предусматривать недобор грунта в котловане; применять взрывной способ
разработки скальных грунтов лишь при условии мелкошпуровой отпалки.
29
1.8.6.	Основания на засоленных грунтах
Основания, сложенные засоленными грунтами, должны проектироваться с уче-
том их особенностей, обусловливающих: образование при длительной фильтрации
воды и выщелачивания солей суффозионной осадки изменение в процессе выще-
лачивания солей физико-механических свойств грунта, сопровождающееся, как пра-
вило, снижением его прочностных характеристик; набухание или просадку грунтов
при замачивании; повышенную агрессивность подземных вод к материалам подзем-
ных конструкций за счет растворения солей, содержащихся в грунте.
Засоленные грунты характеризуются относительным суффозионным сжатием
£ф определяемым, как правило, полевыми испытаниями статической нагрузкой
с длительным замачиванием, а для детального изучения отдельных участков строи-
тельной площадки — дополнительно лабораторными методами (компрессионно-
фильтрационными испытаниями).
При наличии результатов изысканий и опыта строительства в аналогичных
инженерно-геологических условиях относительное суффозионное сжатие допус-
кается определять только лабораторными методами.
Нормативное значение Esf следует определять в соответствии с требованиями
п. 1.9.5.
Расчетное значение es[ допускается принимать равным нормативному значе-
нию, полагая в формуле (1.1) коэффициент надежности по грунту ]у=1.
Расчет оснований, сложенных засоленными грунтами, должен производить-
ся в соответствии с требованиями разд. 1.8.6. Если засоленные грунты являются
просадочными или набухающими, следует учитывать соответственно требования
п.п. 1.8.2. и 1.8.3.
Деформации основания необходимо определять с учетом осадки от внешней
нагрузки, просадки, набухания или усадки и суффозионной осадки.
Суффозионную осадку следует определять в соответствии с указаниями п. 1.9.5.
При отсутствии возможности длительного замачивания грунтов и выщелачи-
вания солей деформации основания определяются как для незасоленных грунтов,
исходя из деформационных характеристик грунтов при полном водонасыщении.
Расчетное сопротивление R основания, сложенного засоленными грунтами,
при возможности длительного замачивания грунтов и выщелачивания солей вы-
числяется по формуле (1.7) с использованием расчетных значений прочностных
характеристик (<рц и ), полученных для грунтов в водонасыщенном состоянии
после выщелачивания солей.
При невозможности длительного замачивания грунтов и выщелачивания со-
лей расчетное сопротивление основания следует определять по формуле (1.7)
с использованием прочностных характеристик, полученных для засоленных грун-
тов в водонасыщенном состоянии.
При расчетных деформациях основания, сложенного засоленными грунтами,
больше предельных или недостаточной несущей способности основания должны
предусматриваться водозащитные мероприятия и в случае необходимости конструк-
тивные мероприятия; частичная или полная срезка засоленных грунтов с устройст-
вом подушки из пылевато-глинистых грунтов; прорезка толщи засоленных грунтов
глубокими фундаментами; закрепление или уплотнение грунтов; предварительное
рассоление грунтов; комплекс мероприятий, включающих водозащитные и конст-
руктивные мероприятия, а также устройство грунтовой подушки.
30
1.8.7.	Основания на насыпных грунтах
Основания, сложенные насыпными грунтами, должны проектироваться с уче-
том их значительной неоднородности по составу, неравномерной сжимаемости,
возможности самоуплотнения, особенно при вибрационных воздействиях, измене-
нии гидрогеологических условий, замачивании, а также за счет разложения орга-
нических включений.
В насыпных грунтах, состоящих из шлаков и глин, необходимо учитывать возмож-
ность их набухания при замачивании водой или химическими отходами производств.
Неравномерность сжимаемости насыпных грунтов должна определяться по
результатам полевых и лабораторных исследований, выполняемых с учетом соста-
ва и сложения насыпных грунтов, способа отсыпки, вида материала, составляю-
щего основную часть насыпи. Модуль деформации насыпных грунтов, как прави-
ло, должен определяться на основе штамповых испытаний.
Основания, сложенные насыпными грунтами, должны рассчитываться в со-
ответствии с требованиями разд. 1.3—1.7. Если насыпные грунты являются проса-
дочными, набухающими или имеют относительное содержание органического ве-
щества Z0T> 0,1, следует учитывать соответственно требования 1.3—1.9.
Полная деформация основания должна определяться суммированием осадок
основания от внешней нагрузки и дополнительных осадок от самоуплотнения на-
сыпных грунтов и разложения органических включений, а также осадок (проса-
док) подстилающих грунтов от веса насыпи и нагрузок от фундамента.
Предварительные размеры фундаментов сооружений, возводимых на слежав-
шихся насыпных грунтах, допускается назначать, исходя из значений расчетных
сопротивлений грунтов основания Rq по п. 1.9.6.
Значениями R$ допускается пользоваться также и для назначения оконча-
тельных размеров фундаментов зданий и сооружений III класса.
При расчетных деформациях основания, сложенного насыпными грунтами,
больше предельных или недостаточной несущей способности основания должны
предусматриваться поверхностное уплотнение оснований тяжелыми трамбовками,
вибрационными машинами, катками; глубинное уплотнение грунтовыми сваями,
гидровиброуплотнение; устройство грунтовых подушек (песчаных, щебеночных,
гравийных и т.п.);'прорезка насыпных грунтов глубокими фундаментами; конст-
руктивные мероприятия.
1.8.8.	Основания на подрабатываемых территориях
Основания сооружений, возводимых на подрабатываемых территориях, должны
проектироваться с учетом неравномерного оседания земной поверхности, сопровож-
даемого горизонтальными деформациями сдвигающегося грунта в результате произ-
водства горных работ и перемещения грунта в выработанное пространство.
Параметры деформаций земной поверхности, в том числе кривизна поверх-
ности, ее наклоны и горизонтальные перемещения, а также вертикальные уступы
должны определяться в соответствии с требованиями СНиП по проектированию
зданий и сооружений на подрабатываемых территориях. Эти параметры, являю-
щиеся основой для расчета оснований, фундаментов и надфуидаментных конст-
рукций сооружений, должны учитываться при назначении расчетных значений ха-
рактеристик грунта.
31
Расчетные значения прочностных и деформационных характеристик грунта
для определения усилий, действующих на фундаменты в результате деформаций
земной поверхности, следует принимать равными нормативным, полагая в форму-
ле (1.1) коэффициент надежности по грунту 1.
Значение модуля деформации грунта в горизонтальном направлении Eh допуска-
ется принимать равным 0,5 для пылевато-глинистых грунтов и 0,65 — для песчаных
грунтов от значения модуля деформации грунта в вертикальном направлении Е .
Расчетные сопротивления грунтов основания R должны определяться в соот-
ветствии с общими требованиями, приведенными в данной главе справочника.
При этом коэффициент условий работы уг2 в формуле (1.7) для сооружений жесткой
конструктивной схемы, имеющих поэтажные и фундаментный пояса с замкнутым
контуром, следует принимать по табл. 1.8; в остальных случаях — ус2 = 1.
Табл. 1.8
Коэфициент условий работы gc2 для сооружений
с жесткой конструктивной схемой для расчета сопротивления грунтов основания
Грунты	Коэффициент ус2 для сооружений с жесткой конструктивной схемой при отношении длины сооружения или отсека к его высоте L/Я			
	L/H> 4	4> £/Я>2,5	2,5> 1/Н> 1,5	L/H> 1,5
Крупнообломочные с песчаным заполни- телем и песчаные, кроме мелких и пыле- ватых	1,4	1,7	2,1	2,5
Пески мелкие	1,3	1,6	1,9	2,2
Пески пылеватые	1,1	1,3	1,7	2,0
Крупнообломочные с пылевато-глинистым заполнителем и пылевато-глинистые с по- казателем текучести 1^ L0,5	1,0	1,0	1,1	1,2
Крупнообломочные с пылевато-глинистым заполнителем и пылевато-глинистые с по- казателем текучести /£>0,5	1,0	1,0	1,0	1,0
Краевое давление на грунт под подошвой фундаментов, в том числе плитных,
должно определяться с учетом дополнительных моментов, вызываемых деформа-
цией земной поверхности при подработке. Краевое давление не должно превы-
шать 1,4Л и в угловой точке — 1,5Я, з равнодействующая нагрузок не должна вы-
ходить за пределы ядра сечения подошвы фундамента.
Расчет деформаций оснований допускается не производить в случаях, ука-
занных в табл. 1.6, а также, если конструкции сооружений проектируются с уче-
том неравномерного оседания земной поверхности.
На площадках, сложенных просадочными грунтами, конструкции сооруже-
ний должны проектироваться с учетом возможного совместного воздействия на
них деформаций от подработок и просадок грунтов.
Для сооружений, возводимых на подрабатываемых территориях, должны
применяться фундаменты следующих конструктивных схем: жесткой (плитные,
ленточные с железобетонными поясами, столбчатые со связями-распорками меж-
ду ними и т.п.); податливой (фундаменты с горизонтальными швами скольжения
32
между отдельными элементами, фундаменты с вертикальными элементами, имею-
щими возможность наклоняться при горизонтальных перемещениях грунта); ком-
бинированной (жесткие фундаменты, имеющие шов скольжения ниже уровня пла-
нировки или пола подвала).
Конструктивная схема фундамента должна приниматься в зависимости от
расчетных деформаций земной поверхности, жесткости надфундаментных конст-
рукций, деформативности грунтов оснований и пр.
Примечание. Для зданий повышенной этажности и башенного типа примене-
ние наклоняющихся фундаментов не допускается.
На площадках, сложенных грунтами с модулем деформации Е < 10 МПа
(100 кгс/см2), а также при возможности резкого ухудшения строительных свойств
грунтов основания вследствие изменения гидрогеологических условий площадки
при подработке рекомендуется принимать свайные или плитные фундаменты.
Если в верхней зоне основания залегают слои ограниченной толщины насып-
ных, биогенных и просадочных грунтов, следует предусматривать прорезку этих
слоев фундаментами.
К основным мероприятиям, снижающим неблагоприятное воздействие деформа-
ций земной поверхности на фундаменты и конструкции сооружений, относятся умень-
шение поверхности фундаментов, имеющей контакт с грунтом; заложение фундамент-
ного пояса на одном уровне в пределах отсека сооружения; устройство грунтовых по-
душек на основаниях, сложенных практически несжимаемыми грунтами; размещение
подвалов и технических подполий под всей площадью отсека сооружения; засыпка
грунтом пазух котлованов и выполнение грунтовых подушек из материалов, обладаю-
щих малым сцеплением и трением на контакте с поверхностью фундаментов; отрывка
перед подработкой временных компенсационных траншей по периметру сооружения.
1.8.9.	Основания на грунтах в сейсмических районах
Основания сооружений, возводимых в районах с сейсмичностью 7,8 и 9 баллов,
должны проектироваться с учетом требований СНиП по проектированию зданий
и сооружений в сейсмических районах. В районах с сейсмичностью менее 7 баллов
основания следует проектировать без учета сейсмических воздействий.
Проектирование оснований с учетом сейсмических воздействий должно выпол-
няться на основе расчета по несущей способности на особое сочетание нагрузок, опре-
деляемых в соответствии с требованиями СНиП по нагрузкам и воздействиям, а также
по проектированию зданий и сооружений в сейсмических районах.
Предварительные размеры фундаментов допускается определять расчетом ос-
нования по деформациям на основное сочетание нагрузок (без учета сейсмических
воздействий) согласно требованиям п.п. 1.2—1.7 настоящего справочника.
Расчет оснований по несущей способности выполняется на действие вертикаль-
ной составляющей внецентренной нагрузки, передаваемой фундаментом, исходя из
условия:
Na—Yc,eqNU)eq/ Yn>
где Na — вертикальная составляющая расчетной внецентренной нагрузки в осо-
бом сочетании; Nu eq — вертикальная составляющая силы предельного сопротив-
ления основания при сейсмических воздействиях; yc eq — сейсмический коэффици-
Полный справочник проектировщика
33
ент условий работы, принимаемый равным 1,0; 0,8; 0,6 соответственно для грун-
тов I, II и III категорий по сейсмическим свойствам, причем для сооружений, воз-
водимых в районах с повторяемостью землетрясений 1, 2 и 3, значение следу-
ет умножать на 0,85; 1,0 и 1,15 соответственно (категории грунтов по сейсмичес-
ким свойствам и повторяемость землетрясений определяются в соответствии со
СНиП по проектированию и строительству в сейсмических районах); уп — коэф-
фициент надежности по назначению сооружения. Горизонтальная составляющая
нагрузки учитывается при расчете фундамента на сдвиг по подошве.
При действии моментных нагрузок в двух направлениях расчет основания по не-
сущей способности должен выполняться раздельно на действие сил и моментов в каж-
дом направлении независимо друг от друга. При расчете оснований и фундаментов на
особое сочетание нагрузок с учетом сейсмических воздействий допускается частичный
отрыв подошвы фундамента от грунта при выполнении следующих условий: эксцент-
риситет еа расчетной нагрузки не превышает одной трети ширины фундамента в плос-
кости момента; сила предельного сопротивления основания определяется для условно-
го фундамента, размер подошвы которого в направлении действия момента равен раз-
меру сжатой зоны Ьс = 1,5 (Ь - 2еа); максимальное краевое давление под подошвой
фундамента, вычисленное с учетом его неполного опирания на грунт, не превышает
краевой ординаты эпюры предельного сопротивления основания.
Глубина заложения фундаментов в грунтах, относимых по их сейсмическим
свойствам согласно СНиП по проектированию зданий и сооружений в сейсмических
районах к I и II категориям, принимается, как правило, такой же, как для фунда-
ментов в несейсмических районах.
На площадках, сложенных грунтами III категории по сейсмическим свойст-
вам, рекомендуется предусматривать устройство искусственных оснований.
При невозможности заглубления фундаментов здания или отсека на одном
уровне в нескальных грунтах должно выполняться условие (1.4), в котором рас-
четное значение угла внутреннего трения грунта должно быть уменьшено при
сейсмичности: 7 баллов — на 2°, 8 баллов — на 4° и 9 баллов — на 7°.
1.8.10.	Основания на закарствованных территориях
Основания сооружений, возводимых на закарствованных территориях, должны
проектироваться с учетом возможности образования карстовых деформаций — про-
валов и оседаний, и особенностей развития карстовых процессов.
Карстовые деформации характеризуются следующими параметрами: интенсив-
ностью их проявления, т.е. среднегодовым количеством карстовых деформаций на
единицу площади территории; средними и максимальными диаметрами провалов
и оседаний, их средней глубиной, а для оседаний, кроме того, кривизной земной по-
верхности и наклоном краевых участков зоны оседания.
Параметры карстовых деформаций определяются расчетом с использованием веро-
ятностно-статистических и (или) аналитических методов на основе анализа инженерно-
геологических и гидрогеологических условий с учетом их возможных изменений за вре-
мя эксплуатации сооружений, закономерностей образования деформаций, конструктив-
ных особенностей сооружения, степени его ответственности и срока эксплуатации.
При проектировании сооружений на закарстованных территориях следует
предусматривать мероприятия, исключающие возможность образования карсто-
вых деформаций или снижающие их неблагоприятное воздействие на сооружения,
34
к которым относятся: заполнение карстовых полостей; прорезка закарствованных
пород глубокими фундаментами; закрепление закарствованных пород и (или) вы-
шележащих грунтов; водозащитные мероприятия; исключение или ограничение
неблагоприятных техногенных воздействий.
Если перечисленными мероприятиями возможность образования карстовых де-
формаций полностью не исключена, а также в случае технической невозможности
или нецелесообразности их применения, должны предусматриваться конструктивные
мероприятия, назначаемые исходя из расчета фундаментов и конструкций сооруже-
ния с учетом образования карстовых деформаций.
Выбор одного или комплекса мероприятий должен производиться с учетом
видов возможных карстовых деформаций и их параметров, степени значимости
сооружения, его конструктивных и эксплутационных особенностей.
Принятые мероприятия не должны приводить к активизации карстовых про-
цессов на примыкающих территориях.
В обоснованных случаях следует предусматривать контроль за развитием кар-
стовых процессов в зоне сооружения во время его эксплуатации.
Расчет оснований сооружений, возводимых на закарстованных территориях,
должен производиться в соответствии с требованиями п.п. 1.2—1.7 настоящего
справочника.
При наличии в основании сооружений грунтов с особыми свойствами (просадоч-
ных, набухающих и др.), залегающих над закарстованными грунтами, следует учиты-
вать требования соответствующих разделов настоящих норм.
При проектировании сооружений на закарстованных территориях с возможнос-
тью образования провалов следует применять фундаменты с консольными выступами:
неразрезные ленточные, пространственно-рамные, плоские и ребристые плитные.
При необходимости усиления оснований и фундаментов существующих соору-
жений следует предусматривать объединение отдельных фундаментов в пространст-
венно-рамные конструкции; устройство консольных выступов, поясов жесткости
и т.п.; закрепление грунтов основания; заполнение образовавшихся провалов (пес-
ком, щебнем, цементным раствором и т.п.)
1.8.11.	Основания на пучинистых грунтах
Основания, сложенные пучинистыми грунтами, должны проектироваться с уче-
том способности таких грунтов при сезонном промерзании увеличиваться в объеме,
что сопровождается подъемом поверхности грунта и возникновением сил морозного
пучения грунта, действующих на фундамент. При оттаивании происходит осадка пу-
ч инистого грунта.
К пучинистым грунтам относятся пылевато-глинистые грунты, пески пылеватые
и мелкие, а также крупнообломочные грунты с пылевато-глинистым заполнителем,
имеющие к началу промерзания влажность выше определенного уровня.
При проектировании следует учитывать возможность повышения влажности
грунта за счет подъема уровня подземных вод и экранирования поверхности.
Пучинистые грунты характеризуются относительной деформацией морозно-
го пучения Еру — отношением подъема ненагруженной поверхности грунта к тол-
щине промерзающего слоя; давлением морозного пучения , нормальным к по-
дошве фундамента; удельным значением касательной силы морозного пучения,
действующей вдоль боковой поверхности фундамента.
35
Указанные характеристики, как правило, должны устанавливаться на основе
опытных данных с учетом возможного изменения гидрогеологических условии. При от-
сутствии опытных данных характеристики допускается определять по физическим ха-
рактеристикам грунтов.
Расчет оснований, сложенных пучинистыми грунтами, должен выполняться
в соответствии с требованиями п.п. 1.2—1.7 настоящего справочника с учетом сил мо-
розного пучения. При заложении фундаментов ниже расчетной глубины промерзания
должен выполняться расчет устойчивости фундаментов на действие касательных сил
морозного пучения. При заложении фундаментов выше расчетной глубины промерза-
ния (малозаглубленные фундаменты) необходимо производить расчет деформаций
морозного пучения грунтов основания с учетом касательных и нормальных сил мо-
розного пучения.
Малозаглубленные фундаменты допускается применять для сооружений III клас-
са, а также для одно- и двухэтажных зданий сельскохозяйственного назначения при
нормативной глубине промерзания не более 1,7 м.
Расчетные деформации морозного пучения грунтов основания, определяемые
с учетом нагрузки от сооружения, не должны превышать предельных значений,
предусмотренных п. 1.9.7 для набухающих грунтов.
Если расчетные деформации морозного пучения основания малозаглубленных
фундаментов больше предельных или устойчивость фундаментов на действие сил мо-
розного пучения недостаточна, кроме возможности изменения глубины заложения
фундаментов, следует рассмотреть необходимость применения мероприятий, умень-
шающих силы и деформации морозного пучения, а также глубину промерзания —
водозащитные, теплозащитные или физико-химические.
Если при применении указанных мероприятий деформации морозного пуче-
ния не исключены, следует предусматривать конструктивные мероприятия, назна-
чаемые исходя из расчета фундаментов и конструкций сооружения с учетом воз-
можных деформаций морозного пучения.
1.8.12.	Основания на намывных грунтах
Основания, сложенные намывными грунтами, должны проектироваться с уче-
том их неоднородности (многослойности, изменчивости состава и свойств в плане
и по глубине), способности изменять физико-механические свойства со временем,
в том числе за счет колебаний уровня подземных вод, чувствительности к вибраци-
онным воздействиям, а также возможных осадок подстилающих слоев.
Для намыва, как правило, следует использовать песчаные грунты.
Намыв грунтов на просадочные (в грунтовых условиях I типа), набухающие
и засоленные грунты допускается при соответствующем обосновании.
Прочностные и деформационные характеристики намывных грунтов, как пра-
вило, должны устанавливаться по результатам полевых и лабораторных исследова-
ний грунтов не нарушенного сложения с учетом возраста намывного грунта, т.е. вре-
мени, прошедшего после окончания намыва, а также разницы во времени между пе-
риодом инженерно-геологических изысканий и началом строительства.
Для предварительных расчетов оснований, а также окончательных расчетов ос-
нований зданий и сооружений III класса допускается пользоваться значениями
прочностных и деформационнных характеристик грунтов, полученными по их физи-
ческим характеристикам в зависимости от возраста намывных грунтов.
36
Расчет оснований, сложенных намывными грунтами, должен производиться в
соответствии с требованиями разд. 1.2—1.7 настоящего справочника.
Если толщина намывных грунтов подстилается биогенными грунтами или ила-
ми, в расчетах оснований следует дополнительно учитывать требования п. 1.8.4.
В указанном случае применение столбчатых фундаментов не допускается.
Расчетное сопротивление R намывных грунтов определяется в соответствии
с требованиями п. 1.9.6. При этом значения прочностных характеристик намывного
грунта (фп и сп) следует принимать соответствующими началу строительства.
Полная деформация основания, сложенного намывными грунтами, должна
определяться суммированием осадок основания от внешней нагрузки, самоуплот-
нения толщи намывных грунтов и дополнительных осадок за счет незавершившей-
ся консолидации загруженных намывом подстилающих слоев грунта.
При расчетных деформациях основания, сложенного намывными грунтами,
больше предельных или недостаточной несущей способности основания должны пре-
дусматриваться уплотнение намывных грунтов (вибрационными машинами и катками,
глубинным гидровиброуплотнением, использованием энергии взрыва, трамбованием,
избыточным намывом грунта на площади застройки и др.); закрепление или армиро-
вание намывного грунта; конструктивные мероприятия.
1.9. Прочие нормативные требования
1.9.1.	Проектирование закрепления грунтов
Закрепление грунтов производится в целях повышения их прочности и водо-
непроницаемости в основании проектируемых или существующих сооружений.
Массивы из закрепленного грунта (закрепленные массивы) могут быть ис-
пользованы в качестве фундаментов и других заглубленных конструкций.
Возможность и способ закрепления грунтов основания существующих соору-
жений должны устанавливаться с учетом характера деформаций их оснований
и состояния их конструкций.
Для устройства закрепленных массивов в зависимости от их назначения и грун-
товых условий применяются следующие способы: инъекционный, осуществляемый пу-
тем нагнетания в грунт или в скважины химических цементационных растворов с по-
мощью инъекторов (смолизация, силикатизация, цементация); буросмесительный (пу-
тем разработки и перемешивания грунта с цементом или цементными растворами
в скважинах); термический (путем нагнетания в скважины высокотемпературных га-
зов или с помощью электронагрева грунта); Способ закрепления и рецептура раство-
ров должны обеспечивать расчетные физико-механические характеристики закреп-
ленного грунта и удовлетворять требованиям по охране окружающей среды.
Инъекционные способы закрепления грунтов следует применять в следующих
грунтовых условиях: силикатизацию и смолизацию — в песчаных грунтах с коэффи-
циентом фильтрации k от 0,5 до 80 л^/сут, в просадочных грунтах при k = 0, 2 1ц/сут
и степени влажности Sr= 0,7; цементацию — в трещиноватых скальных грунтах
с удельным водопоглощением не менее 0,01 л/(мин* м2); в крупнообломочных грунтах
при k > 40 м/сут, а также для заполнения карстовых полостей и закрепления закар-
стованных пород.
37
Буросмесительный способ следует применять для закрепления независимо от
коэффициента фильтрации илов (в том числе со слоями глин и суглинков с показа-
телем текучести JL = 0,5 или слоями песков рыхлых и средней плотности), а также
лессовых просадочных грунтов с числом пластичности от 0,02 до 0,15 в грунтовых
условиях I типа.
Применение буросмесительного способа закрепления грунтов допускается
для зданий и сооружений III класса.
Термический способ следует применять для закрепления лессовых просадоч-
ных грунтов со степенью влажности 5Г= 0,5.
Для силикатизации и смолизации используют в качестве крепителей. — водные
растворы силиката натрия, карбамидные и другие синтетические смолы, в качестве
отвердителей — неорганические или органические кислоты и соли, а также газы.
Для регулирования процессов гелеобразования или предварительной обработки за-
крепленного грунта применяются рецептурные добавки.
Для цементации грунтов следует применять цементационные растворы (цемент-
ные, цементно-песчаные, цементо-глинистые, цементно-песчано-глинистые и др.),
а также поризованные и вспененные растворы — при необходимости с химическими
добавками.
При наличии агрессивных подземных вод надлежит применять стойкие по от-
ношению к ним цементы. Рецептуры растворов для инъекционных и буросмеситель-
ных способов закрепления грунтов и физико-механические характеристики закреп-
ленных грунтов должны уточняться по результатам их закрепления в лабораторных
или полевых условиях.
Форму и размеры закрепленных массивов, а также физико-механические харак-
теристики закрепленных грунтов следует устанавливать исходя из инженерно-геоло-
гических и гидрогеологических условий площадки, принятого способа и технологии
работ по закреплению грунтов, а также расчета оснований в соответствии с требова-
ниями разд. 1.2—1.7 настоящего справочника с учетом взаимодействия закрепленно-
го массива с окружающим грунтом.
При наличии в основании грунтов с особыми свойствами (например, проса-
дочных) следует учитывать дополнительно требования соответствующих разделов
настоящих норм.
Основания, усиленные отдельными закрепленными массивами диаметром от
0,6 до 1,0 м, в том числе илоцементными сваями, должны проектироваться в соот-
ветствии со специальными требованиями6.
Расположение инъекторов и скважин и порядок заходок должны обеспечить
создание закрепленного массива требуемой формы и размера.
Последовательность создания закрепленного массива должна исключить воз-
можность возникновения неравномерных осадок возводимого или существующих
сооружений.
В проекте следует предусматривать на первоначальном этапе производства
работ контрольные работы по оценке соответствия физических параметров за-
крепленного грунта проектным.
Предельное давление нагнетания при закреплении грунтов инъекционными спо-
собами должно назначаться из условия исключения возможности разрывов сплош-
ности закрепляемого грунта.
6 СНиП 2.02.03-85.
38
Количество и тип бурового и инъекционного оборудования должны назна-
чаться при выполнении работ при проектных давлениях, расходах инъецируемых
растворов и в заданные сроки.
1.9.2.	Проектирование искусственного замораживания грунтов
Искусственное замораживание грунтов следует предусматривать для устройства
временных ледогрунтовых ограждений котлованов при строительстве заглубленных
сооружений и фундаментов в водонасьпценных неустойчивых и трещиноватых скаль-
ных грунтах.
Для искусственного замораживания грунтов следует применять холодильные ус-
тановки с использованием в качестве хладоагента аммиака. В обоснованных случаях
допускается использовать фреон и жидкий азот.
Искусственное замораживание грунтов производят холодоносителем (рассо-
лом), циркулирующим в рассолопроводах и замораживающих колонках.
Вид, концентрация и температура холодоносителя должны определяться в за-
висимости от температуры, засоленности и скорости движения подземных вод. Как
правило, в качестве холодоносителя следует использовать водный раствор хлористо-
го кальция.
Нагнетательные линии рассолопроводов должны иметь уклон 1—2 % в сто-
рону конденсатора, а всасывающие линии — 0,5 % в сторону испарителей.
Материалы инженерно-геологических изысканий для проектирования искусст-
венного замораживания грунтов должны содержать следующие данные: предел проч-
ности грунтов на одноосное сжатие в естественном и замороженном состояниях; ко-
эффициенты теплопроводности и теплоемкости в естественном и замороженном со-
стояниях; распределение температуры грунта по глубине; коэффициент фильтрации
грунтов; направление и скорость движения подземных вод, пьезометрические напоры
по каждому водоносному горизонту, характеристику гидравлической связи между го-
ризонтами и с открытыми водоемами; химический состав подземных вод, а также
температуру их замерзания;’ глубину залегания и характеристики водоупора.
Толщину стен и объем ледогрунтового ограждения, а также мощность холо-
дильной установки следует определять статическими и теплотехническими расче-
тами в зависимости от размеров и очертания котлована и физико-механических
характеристик замороженного грунта.
Нормативные значения физико-механических характеристик замороженных
грунтов, как правило, следует определять путем испытания образцов, отобранных
при бурении скважин по методике, установленной ГОСТ 24586-81.
Расчетное значение предела прочности замороженного грунта на одноосное
сжатие следует принимать равным 0,35 от нормативного значения для вертикальных
круглых выработок диаметром до 10 м и 0,20—0,25 — для выработок больших раз-
меров и сложной конфигурации.
Среднюю температуру ледогрунтового ограждения следует принимать 30—40 %
температуры холодоносителя, циркулирующего в замораживающих колонках.
Скважины для замораживающих колонок должны располагаться по контуру
котлована с шагом 1,0—1,5 м. Расстояние между рядами скважин при их много-
рядном расположении следует принимать равным 2—3 м.
Расстояние от оси скважины до внутренней грани ледогрунтового ограждения
следует принимать равным 0,6 расчетной толщины ледогрунтового ограждения.
39
Скважины должны быть заглублены в водоупорный слой грунта не менее чем на 3 м.
При отсутствии водоупорного слоя следует образовывать искусственный во-
доупорный слой специальными способами (например, цементацией или заморажи-
ванием грунта по всей площади котлована).
Толщина водоупорного слоя должна быть определена расчетом на возмож-
ный прорыв подземных вод.
В проекте следует предусмотреть бурение дополнительных (резервных) сква-
жин для замораживающих колонок в количестве: не более 10 % от их общего числа
при глубине замораживания до 100 м; не более 20 % при глубине замораживания
свыше 100 м; для наклонных скважин — соответственно 20 % и 25 %.
Для наблюдения за процессом замораживания следует устраивать контрольные
скважины — гидрогеологические и термометрические. Количество и места их распо-
ложения определяются в зависимости от инженерно-геологических условий.
Работа замораживающей станции и подача холодоносителя в замораживаю-
щие колонки должна быть непрерывной в течение всего периода активного замора-
живания грунта.
После создания ледогрунтового ограждения работа замораживающей стан-
ции должна обеспечить его сохранение до окончания возведения заглубленных
сооружений и фундаментов.
Способ оттаивания ледогрунтового ограждения (естественное или искусствен-
ное оттаивание) следует назначать с учетом фактического расположения скважин
и состояния ледогрунтового ограждения.
В проекте должна быть предусмотрена защита существующих сооружений и ком-
муникаций (теплоизоляция, перекладка коммуникаций и пр.), попадающих в зону вли-
яния ледогрунтового ограждения.
1.9.3.	Проектирование водопонижения
Проектирование искусственного понижения уровня подземных вод применя-
ется для защиты заглубленных и подземных сооружений и котлованов в периоды
строительства и (или) эксплуатации с применением водоотлива, дренажа, водопо-
низительных скважин и иглофильтров.
При проектировании водопонижения необходимо учитывать возможное из-
менение режима подземных вод, условий поверхностного стока в строительный
и эксплуатационный периоды, отведенные места сброса подземных вод, химичес-
кий состав подземных вод и влияние понижения их уровня на окружающую среду
и существующие сооружения, сроки и технологию строительных работ.
При водопонижении должны предусматриваться меры, препятствующие
ухудшению строительных свойств грунтов в основании сооружения и нарушению
устойчивости откосов выработки.
При проектировании дренажа, водопонизительных скважин и иглофильтров,
а также при расчетах водопонижения, определении необходимости опытного (проб-
ного) водопонижения, требуемых наблюдений и устройств для них и мероприятий по
охране окружающей среды следует учитывать требования СниП7.
Требуемое понижение уровня подземных вод следует определять в водоносных
слоях, содержащих безнапорные воды, в зависимости от допустимого повышения
7 СНиП 2.06.14-85.
40
уровня воды за время аварийного отключения водопонизительной системы; в напор-
ных водоносных слоях, залегающих ниже дна котлована или пола заглубленного со-
оружения, из условия исключения возможности прорывов воды и необходимости
обеспечения устойчивости грунтов в основании сооружения.
При пересечении сооружением (котлованом) водоупорных слоев следует исходить
из практически достижимого понижения уровня подземных вод, предусматривая при
необходимости дополнительные мероприятия для защиты сооружения (котлована).
При проектировании строительного водопонижения следует предусматри-
вать максимально возможное использование устройств водопонизительных сис-
тем, предназначенных для эксплуатационного периода.
Водоотлив из котлованов и траншей следует применять в системах строи-
тельного водопонижения.
В проекте должны быть предусмотрены канавки и лотки для сбора поступающих
в выработки подземных и поверхностных вод и отвода их к зумпфам (водоприемникам)
с последующей их откачкой на поверхность. Канавки и зумпфы, как правило, следует
располагать за пределами основания сооружения. При необходимости их расположе-
ния в пределах основания, они должны быть укреплены и защищены от размыва.
В насосных станциях для водоотлива следует предусматривать резерв насосов
в размере 100 % (по производительности) при одном работающем насосе и 50 % —
при двух и более.
Траншейный дренаж допускается устраивать на свободных от застройки тер-
риториях.
Закрытый беструбчатый дренаж (траншеи, заполненные фильтрующим матери-
алом) следует предусматривать, как правило, для кратковременной эксплуатации (на
оползневых склонах в период осуществления мероприятий по их стабилизации,
в котловане в период строительства сооружения и т.п.).
Трубчатый дренаж следует предусматривать в грунтах с коэффициентом филь-
трации К>2м/сут. Допускается его применение и при К< 2 м/сут в строительном
водопонижении и в сопутствующих дренажах тоннелей, каналов и других устройств
для коммуникаций, если опытным путем доказана его эффективность.
Устройство дренажей в виде подземных галерей (проходных и полупроходных)
допускается: при возможности выполнить дренаж только подземным способом;
при их использовании для периода эксплуатации сооружения (в особенности в случа-
ях, когда переустройство или ремонт дренажа невозможны или затруднены); в инже-
нерно-геологических условиях, где их применение экономически эффективно.
Для обеспечения фильтрационной способности дренажных галерей следует
предусматривать обсыпку как для трубчатых дренажей или специальную обделку
(крепь) с применением пористого бетона, с устройством «фильтровых окон» и т.п.
Вакуумный дренаж следует применять в гранулах с коэффициентом фильтрации
менее 2 м/сут.
Водопонизительные скважины (открытые и герметические, оборудованные на-
сосами, сквозные фильтры, самоизливающиеся и водопоглащающие) следует предус-
матривать как для водопонижения эксплуатационного периода, так и для строитель-
ного водопонижения.
Иглофильтры следует применять, как правило, в системах строительного во-
допонижения.
Электроосушение следует применять в слабопроницаемых грунтах, имеющих
коэффициенты фильтрации менее 0,1 м/сут.
41
Воды от водопонизительных систем при невозможности их использования сле-
дует отводить, как правило, самотеком в существующие водостоки или к отведенным
местам сброса.
Максимальные допустимые скорости течения воды в водоотводящих устройст-
вах следует принимать в зависимости от материала их конструкции и продолжитель-
ности работы с учетом требований СНиП8.
В случае невозможности отвода воды самотеком необходимо предусматривать
специальные насосные станции с резервуарами, при проектировании которых также
следует руководствоваться специальными требованиями СНиП9.
1.9.4.	Нормативные значения прочностных и деформационных
характеристик грунтов
1.	Характеристики грунтов, приведенные в табл. 1.9—1.11, допускается исполь-
зовать в расчетах оснований сооружений в соответствии с указаниями п. 1.3 настоя-
щего справочника. 
Табл. 1.9
Нормативные значения удельного сцепления сп, кПа (кгс/см2),
угла внутреннего трения <р„, град., и модуля деформации £, МПа (кгс/см2),
песчаных грунтов четвертичных отложений
Песчаные грунты Гравелистые и крупные	Обозначения, характеристик грунтов	Характер 0,45	метика грунт пористости 0,55	ов при коэф< е, равном 0,65	фициенте 0,75
	v„;E	2(0,02); 43;50(500)	1(0,01); 40; 40(400)	38; 30(300) 1(6,61)7 ~ 35; 30(300) ’ 2(0;02); 32; 28(280)	. 1. ги-'-l '	i	i
Средней крупности	сп> Фп> Е	3(0,03); 40; 50(500)	2(0,02); 38; 40(400)		
Мелкие	civ Фп> £	6(0,06); 38; 48(480)	4(0,04); 36; 38(380)		28; 18(180)
Пылеватые	сп"> Фп>Е	8(0,08); 36; 39(390)	6(0,06); 34; 28(280)	4(0,04); 30; 18(180)	2(0,02); 26; 11(110)
Табл. 1.10
Нормативные значения удельного сцепления ся, кПа (кгс/см2), и угла внутреннего
трения <р„, град., пылевато-глинистых нелессовых грунтов четвертичных отложений
Наименование грунтов и пре- делы нормативных значений их показателя текучести		Обозначения характерис- тик грунтов	Характеристики грунтов при коэффициенте пористости травном						
			0,45	0,55	0,65	0,75	0,85	0,95	1,05
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Супеси	0 < IL < 0,25	сп Фп	21 (0,21) 30	17 (0,17) 29	15 (0,15) 27	13 (0,13) 24	—	—	—
8	СНиП 2.06.03-85.
9	СНиП 2.04.03-85, СНиП 2.04.02-84.
42
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
	0,25 <IL< 0,75	cn	19	15	13	11	9	—	
			(0,19)	(0,15)	(0,13)	(0,11)	(0,9)	—	—
		Ч>П	28	26	24	21	18		
Суглинки	0 < IL < 0,25	cn	47	37	31	25	22	19	—
			(0,47)	(0,37)	(0,31)	(0,25)	(0,22)	(0,19)	—
		<Pn	26	25	24	23	22	20	
	0,25 < IL< 0,5	cn	39	34	28	23	18	15	
			(0,39)	(0,34)	(0,28)	(0,23)	(0,18)	(0,15^	—
		Фи	24	23 ‘	22	21	19	17	
	0,5 < IL< 0,75	cn	—	—	25	20	16	14	12
			—	—	(0,25)	(0,20)	(0,16)	(0,14)	(0,12)
		<Pn			19	18	16	14	12
	0 < IL < 0,25	cn	—	81	68 •	54	47	41	36
			—	(0,81)	(0,68)	(0,54)	(0,47)	(0,41)	(0,36)
		Фи		21	20	19	18	16	14
Глины	0,25 <1L< 0,5	cn	—	—	57	50	43	37	32
			—	—	(0,57)	(0,50)	(0,43)	(0,37)	(0,32)
		<Pn			18	17	16	14	11
	0,5 < IL< 0,75	cn	—	—	45	41	36	33	29
			—	—	(0,45)	(0,41)	(0,36)	(0,33)	(0,29)
		<Pn			15	14	12	10	7
2.	Характеристики песчаных грунтов в табл. 1.9. относятся к кварцевым пескам
с зернами различной окатанности, содержащим не более 20 % полевого шпата и не
более 5 % в сумме различных примесей (слюда, глауконит и пр.), включая органичес-
кое вещество, независимо от степени влажности грунтов
3.	Характеристики пылевато-глинистых грунтов в табл. 1.10 и 1.11 относятся
к грунтам, содержащим не более 5 % органического вещества и. имеющим степень
влажности Sr= 0,8.
4.	Для грунтов с промежуточными значениями е, против указанных в
табл. 1.9—1.11, допускается определять значения с„, (рп иЕ по интерполяции.
Если значения е, IL и Sr грунтов выходят за пределы, предусмотренные
табл. 1.9—1.11, характеристики сп, (рп и Е следует определять по данным непо-
средственных испытаний этих грунтов.
Допускается в запас надежности принимать характеристики сп , срп и Е по со-
ответствующим нижним пределам е, и 5гтабл. 1.9—1.11, если грунты имеют
значения е, IL и Sr меньше этих предельных значений.
5.	Для определения значений с„, фп и Е по табл. 1.9—1.11 используются нор-
мативные значения г, и Sr (см. п. 1.3).
1.9.5, Расчет деформаций оснований
Осадка основания $ с использованием расчетной схемы в виде линейно-де-
формируемого полупространства (п. 1.6) определяется методом послойного сум-
мирования по формуле:
5 =
(1-25)
43
Нормативные значения модуля деформации пылевато-глинистых нелессовых грунтов
Табл. 1.11
Прохождение и возраст грунтов	Наименование грунтов и пре- делы нормативных значений их показателя текучести	Модуль деформации грунтов £, МПа (кг/см^), при коэффициенте пористости е, равным										
		0,35	0,45	0,55	0,65	0,75	0,85	0,95	1,05	1,2	1,4	1,6
| Аллюви-	Супеси	0 < Ii < 0,75	—	32 (320)	24 (240)	16 (160)	10 (100)	7(70)	—	—	—	—	—
альные,	Суглинки 0 < Ii < 0,75	—	34 (340)	27 (270)	22 (220)	17 (170)	14 (140)	11 (ПО)	—	—	—	—
Делювиа-	0,25< IL< 0,5	—	32 (320)	25 (250)	19 (190)	14 (140)	11 (ПО)	8(80)	—	—	—	—
льные,	0,5< IL < 0,75	—	—	—	17 (170)	12 (120)	8(80)	6(00)	5(50)	—	—	—
Чет- Озерные,	Глины	0 < Ii < 0,75	—	—	28 (280)	24 (240)	21 (210)	18 (180)	15 (150)	12 (120)	—	—	—
вер- Озерно-	0,25</L< 0,5	—	—	—	21 (210)	18 (180)	15 (150)	12 (120)	9(90)	—	—	—
тин- I аллюви-	0,5< IL< 0,75	—	—	—	—	15 (150)	12 (120)	9(90)	7(70)	—	—	—
ные 1 альные												
отло- Флювио-	Супеси	0<7^<0,75	—	33 (330)	24 (240)	17 (170) 11 (ПО)		7(70)	—	—	—	—	—
жения | глянци-	Суглинки 0 < Ii < 0,75	—	40 (400)	33 (330)	27 (270)	21 (210)		—	—	—	—	—
। альные	0,25 < IL< 0,5	—	35 (350)	28 (280)	22 (220)	17 (170) j 14 (140)		—	—	—	—	—
	0,5</l<0,75	—	—	—	17 (170)	13 (130)	10 (100)	7(70)	—	—	—	—
Моренные	Супеси	Ii < 0,5	75 (750)	55 (550)	45 (450)		—	—	—	—	—	—	—
	Суглинки											
Юрские отложения	Глины	-0,25 < Ii < 0	—	—	—	—	—	—	27 (270)	25 (250)	22 (220)	—	—
оксфордского яруса	0< Zb< 0,25	—	—	—	—			24 (240)	22 (220)	19 (190)	15 (150)	—
	0,25 < IL < 0,5	—	—		—		-	—	—	16 (160)	12 (120)	10 (100)
где fl — безразмерный коэффициент, равный 0,8; ozp — среднее значение допол-
нительного вертикального нормального напряжения в У-м слое грунта, равное по-
лусумме указанных напряжений на верхней z^ и нижней Zj границах слоя по вер-
тикали, проходящей через центр подошвы фундамента (см, ниже); и Ez- — соот-
ветственно толщина и модуль деформации /-го слоя грунта; п — число слоев,
на которые разбита сжимаемая толща основания.
При этом распределение вертикальных нормальных напряжений по глубине
основания принимается в соответствии со схемой, приведенной на рис. 1.1.
При значительной глубине заложения фундаментов расчет осадки рекомен-
дуется производить с использованием расчетных схем, учитывающих разуплотне-
ние грунта вследствие разработки котлована.
Дополнительные вертикальные напряжения на глубине z от подошвы фунда-
мента: ozp — по вертикали, проходящей через центр подошвы фундамента, и ozp с —
по вертикали, проходящей через угловую точку прямоугольного фундамента, опре-
деляются по формулам:
°zp
Рис. 1.1. Схема распределения вертикальных напряжений в линейно-деформируемом
полупространстве:
DL — отметка планировки; NL — отметка поверхности природного рельефа; FL —
отметка подошвы фундамента; WL — уровень подземных вод; В.С — нижняя граница
сжимаемой толщи; d и dn — глубина заложения фундамента соответственно от уровня
планировки и поверхности природного рельефа; b — ширина фундамента; р — среднее
давление под подошвой фундамента; pg _ дополнительное давление на основание;
°zg и °zg,0 ~ дополнительное вертикальное напряжение от внешней нагрузки на глубине
z от подошвы фундамента и на уровне подошвы; azp и ozpfo — дополнительное
вертикальное напряжение от внешней нагрузки на глубине z от подошвы фундамента
и на уровне подошвы; Нс — глубина сжимаемой толщи
45
&Zp,C apQ I
(1.27)
где a — коэффициент, принимаемый по табл. 1.12 в зависимости от формы подошвы
фундамента, соотношения сторон прямоугольного фундамента и относительной глу-
бины, равной: lz/Ь при определении у^, z/Ь при определении у2^с; />0 = Р~ sZg,o ~
дополнительное вертикальное давление на основание (для фундаментов шириной
b < 10 м принимается pQ = />); р — среднее давление под подошвой фундамента;
azg,Q — вертикальное напряжение от собственного веса грунта на уровне подошвы
фундамента (при планировке срезкой принимается а2^0 = у^, при отсутствии пла-
нировки и планировке подсыпкой crzg0 = y'dn, где у' — удельный вес грунта, рас-
положенного выше подошвы, d и dn— обозначены на рис. 1.1).
Коэффициент а
Табл. 1. 12
	Коэффициент а для фундаментов							
			прямоугольных с соотношением сторон					лен-
	круглых			т] = 1/ Ь,	равным			точных
		1,0	1,4	1,8	2,4	3,2	5	(^ > Ю)
1	2	3	4	5	6	7	8	9
0	1,000	1,000	1,000	1,000	1,000	1,000	1,000	1,000
0,4	0,949	0,960	0,972	0,975	0,976	0,977	0,977	0,977
0,8	0,756	0,800	0,848	0,866	0,876	0,879	0,881	0,881
1,2	0,547	0,606	0,682	0,717	0,739	0,749	0,754	0,755
1,6	0,390	0,449	0,532	0,578	0,612	0,629	0,639	0,642
2,0	0,285	0,336	0,414	0,463	0,505	0,530	0,545	0,550
2,4	0,214	. 0,257	0,325	0,374	0,419	0,449	0,470	~О,477
2,8		0,165	0,201	0,260	0,304	0,349	0,383	0,410	0,420
3,2	0,130	0,160	0,210	0,251	0,294	0,329	0,360	0,374
3,6	0,106	0,131	0,173	0,209	0,250	0,285	0,319	0,337
4,0	0,087	0,108	0,145	0,176	0,214	0,248	0,285	0,306
4,4	0,073	0,091	0,123	0,150	0,185	0,218	0,255	0,280
4,8	0,062	0,077	0,105	0,130	0,161	0,192	0,230	0,258
5,2	0,053	0,067	0,091	0,113	0,141	0,170	0,208	0,239
5,6	0,046	0,058	0,079	0,099	0,124	0,152	0,189	0,223
6,0	0,040	0,051	0,070	0,087	0,110	0,136	0,173	0,208
6,4	0,036	0,045	0,062	0,077	0,099	0,122	0,158	0,196
6,8	0,031	0,040	0,055	0,064	0,088	0,110	0,145	0,185
7,2	0,028	0,036	0,049	0,062	0,080	0,100	0,133	0,175
7,6	0,024	0,032	0,044	0,056	0,072	0,091	0,123	0,166
8,0	0,022	0,029	0,040	0,051	0,066	0,084	0,113	0,158
	0,021	0,026	0,037	0,046	0,060	0,077	0,105	0,150
8,8	0,019	0,024	0,033	0,042	0,055	0,071	0,098	0,143
9,2	0,017	0,022	0,031	0,039	0,051	0,065	0,091	0,137
9,6	0,016	0,020	0,028	0,036	0,047	0,060	0,085	0,132
ю,о	0,015	0,019	0,026	0,033.	0,043	0,056	0,079	0,126
10,4	0,014	0,017	0,024	0,031	0,040	0,052	0,074	0,122
10,8	0,013	0,016	0,022	0,029	0,037	0,049	0,069	0,117
46
1	2	3	4	5	6	7	8	9
11,2	0,012	0,015	0,021	0,027	0,035	0,045	0,065	о,из .
11,6	0,011	0,014	0,020	0,025	0,033	0,042	0,061	0,109
12,0	0,010	0,013	0,018	0,023	0,031	0,040	0,058	0,106
Примечания:
1. В табл. 1.12 обозначено: b — ширина или диаметр фундамента, / — длина фундамента.
2. Для фундаментов, имеющих подошву в форме правильного многоугольника с площадью А,
значения а принимаются как для круглых фундаментов радиусом г = 4А/п.
3. Для промежуточных значений £ и т} коэффициент а определяется по интерполяции.
Дополнительные вертикальные напряжения ozp и на глубине z по вертикали,
проходящей через произвольную точку А (в пределах или за пределами рассмат-
риваемого фундамента с дополнительным давлением по подошве, равным />0), оп-
ределяются алгебраическим суммированием напряжений ozp ci в угловых точках
четырех фиктивных фундаментов (рис. 1.2) по формуле:
°zp,a ~ J] °zp.cj '	(1*28)
Рис. 1.2. Схема к определению дополнительных вертикальных напряжений szp a в основании
рассчитываемого фундамента с учетом влияния соседнего фундамента методом угловых
точек:
а — схема расположения рассчитываемого 1 и влияющего 2 фундамента; б — схема
расположения фиктивных фундаментов с указанием знака напряжений ozpiCj в формуле (1.4)
под углом i-го фундамента
Дополнительные вертикальные напряжения oz& „у- на глубине z по вертикали, про-
ходящей через центр рассчитываемого фундамента, с учетом влияния соседних фун-
даментов или нагрузок на прилегающие площади определяются по формуле:
&zp,nf ~ °zp + ^0zp ^,	(1.29)
где k — число влияющих фундаментов.
Вертикальное напряжение от собственного веса грунта oz& на границе слоя, рас-
положенного на глубине z от подошвы фундамента, определяется по формуле:
°zg= +	(1.30)
где у' — удельный вес грунта, расположенного выше подошвы фундамента; dn — обозна-
чение — см. рис. 1.1; /j и hj — соответственно удельный вес и толщина гго слоя грунта.
47
Удельный вес грунтов, залегающих ниже уровня подземных вод, но выше водо-
упора, должен приниматься с учетом взвешивающего действия воды.
При определении crzg в водоупорном слое следует учитывать давление столба
воды, расположенного выше рассматриваемой глубины.
Нижняя граница сжимаемой толщи основания принимается на глубине z = Яс,
где выполняется условие ozp =0,2 crzg (здесь crzp — дополнительное вертикальное на-
пряжение на глубине по вертикали, проходящей через центр подошвы фундамента, оп-
ределяемое в соответствии с указаниями п.п. 1.2—1.7 и 1.8.3; crZg — вертикальное на-
пряжение от собственного веса грунта, определяемое в соответствии с п. 1.8.4).
Если найденная по указанному выше условию нижняя граница сжимаемой тол-
щи находится в слое грунта с модулем деформации Е < 5 МПа (50 кгс/см2) или та-
кой слой залегает непосредственно ниже глубины z= Нс, нижняя граница сжимае-
мой толщи определяется исходя из условия ozp = 0,1 uzg.
Осадка основания с использованием расчетной схемы линейно деформируемого
слоя (см. рис. 1.3) определяется по формуле:
I— 1
где р — среднее давление под подошвой фундамента (для фундаментов шириной b < 10 м
принимается р = />0); b — ширина прямоугольного или диаметр круглого фундамента;
kc и km — коэффициенты, принимаемые по табл. 1.13 и 1.14; п — число слоев, раз-
личающихся по сжимаемости в пределах расчетной толщи слоя Н, определяемой в
соответствии с указаниями п. 1.8.7; kj и — коэффициенты, определяемые по
табл. 1.15 в зависимости от формы фундамента, соотношения сторон прямоугольно-
го фундамента и относительной глубины, на которой расположены подошва и кров-
ля 7-го слоя соответственно, Ег — модуль деформации 7-го слоя грунта.
Примечание. Формула (1.31) служит для определения средней осадки основания,
загруженного равномерно распределенной по ограниченной площади нагрузкой. Эту
формулу допускается применять для определения осадки жестких фундаментов.
Табл. Г. 13
Коэффициент kc
Относительная толщина слоя %' = 2Н/ b	Коэффициент kc
0<Г<0,5	1,5
0,5 < Г < 1	1,4
1 < £'< 2	1,3
2 < С' < 3	1,2
3 < £' < 5	1,1
Г>5	1,0
Коэффициент km
Табл. 1.14
Среднее значение модуля деформации грунта основания Е, МПа (кгс/см2)	Значения коэффициента km при ширине фундамента Ь, м, равной		
	6< 10	10 < Ь< 15	Ь> 15
£ < 10 (100)	1	1	1
Е > 10 (100)	1	1,35	1,5
48
Коэффициент k
Табл. 1.15
g=2z/»	Коэффициент k для фундаментов							
	круглых	прямоугольных с соотношением сторон г} = / / Ь, равным						лен- точных
		1,0	1,4	1,8	2,4	3,2		5	ft > 10)
0	0,000	0,000	0,000	0,000	0,000	0,000	0,000	0,000
0,4	0,090	0,100	0,100	0,100	0,100	0,100	0,100	0,104
0,8	0,179	0,200	0,200	0,200	0,200	0,200	0,200	0,208
1,2	0,266	0,299	0,300	0,300	0,300	0,300	0,300	0,311
1,6	0,348	0,380	0,394	0,397	0,397	0,397 j	0,397	0,412
2,0	0,411	0,446	0,472	0,482	0,486	0,486	0,486	0,511
2,4	0,461	0,499	0,538	0,556	0,565	0,567	0,567	0,605
2,8	0,501	0,542	0,592	0,618	0,635	0,640	0,640	0,687
3,2	0,532	0,577	0,637	0,671	0,696	0,707	0,709	0,763
3,6	0,558	0,606	0,676	0,717	0,750	0,768	0,772	0,831
4,0	0,579	0,630	0,708	0,756	0,796	0,820	0,830	0,892
4,4	0,596	0,650	0,735	0,789	0,837	0,867	0,883	0,949
4,8	0,611	0,668	0,759	0,819	0,873	0,908	0,932	1,001
5,2	0,634	0,683	0,780	0,844	0,904	0,948	0,977	1,050
5,6	0,635	0,697	0,798	0,867	0,933	0,1981	1,018	1,095
6,0	0,645	0,708	0,814	0,887	0,958	1,011	1,056 1	1,138
6,4	0,653	0,719	0,828	0,904	0,980	1,041	1,090	1,178
6,8	0,661	0,728	0,841	0,920	1,000	1,065	1,122	1.215
7,2	0,668	0,736	0,852	0,935	1,019	1,088	1,152	1,251
7,6	0,674	0,744	0,863	0,948	1,036	1,109	1,180	1,285
8,0	0,679	0,751	0,872	0,960	1,051	1,128	1,205	1,316
8,4	0,684	0,757	0,881	0,970	1,065	1,146	1,229	1,347
8,8	0,689	0,762	0,888	0,980	1,078	1,162	1,251	1,376
9,2	0,693	0,768	0,896	0,989	1,089	1,178	1,272	1,404
9,6	0,697	0,772	0,902	0,998	1,100	1,192	1,291	1,431
10,0	0,700	0,777	0,908	1,005	1,110	1,205	1,309	1,456
11,0	0,705	0,786	0,922	1,022	1,132	1,233	1,349	1,506
12,0	0,720	0,794	0,933	1,037	1,151	•1,257	1,384	1,550
Примечание: при промежуточных значениях Е и г) коэффициент k определяется по интерполяции.
Толщина линейно-деформируемого слоя Н (рис. 1.3) в случае, оговоренном
в п. 1.6 (а), принимается до кровли грунта с модулем деформации Е > 100 МПа
(1000 кгс/см2), а при ширине (диаметре) фундамента Ь> 10 м и среднем значении моду-
ля деформации грунтов основания Е > 10 МПа (100 кгс/см2), вычисляется по формуле
H=(HQ + <pb)kp,
(1.32)
где Hq и — принимаются соответственно равными для оснований, сложенных:
пылевато-глинистыми грунтами — 9 м и 0,15; песчаными грунтами — 6 м и 0,1;
kp— коэффициент, принимаемый равным: kp = 0,8 при среднем давлении под
49
подошвой фундамента р = 100 кПа (1 кгс/см2); fy=l,2 при /*=500 кПа (5 кгс/см2),
а при промежуточных значениях — по интерполяции.
Рис. 1.3. Схема к расчету осадок с использованием расчетной схемы основания в виде
линейно деформируемого слоя
Если основание сложено пылевато-глинистыми и песчаными грунтами, значе-
ние Н определяется по формуле:
H=Hs+hcl/3,	(1.33),
где Hs — толщина слоя, вычисленная по формуле (1.32) в предположении, что осно-
вание сложено только песчаными грунтами; hci — суммарная толщина слоев пылева-
то-глинистых грунтов в пределах от подошвы фундамента до глубины, равной Яс/ —
значению Н, вычисленному по формуле (1.32) в предположении, что основание
сложено только пылевато-глинистыми грунтами.
Значение Н, вычисленное по формулам (1.32) и (1.33), должно быть увеличено
на толщину слоя грунта с модулем деформации Е <10 МПа (100 кгс/см2), если этот
слой расположен ниже Н и толщина его не превышает 0,2Н. При большей толщине
слоя такого грунта, а также если вышележащие слои имеют модуль деформации
Е <10 МПа (100 кгс/см2), расчет деформаций основания выполняется по расчетной
схеме линейно деформируемого полупространства.
Определение крена фундамента
Крен фундамента i при действии внецентренной нагрузки определяется по
формуле:
i = ((1 - v-)/Ekm) ke (N,./(a/2)3),	(1.34)
где E и v — соответственно модуль деформации и коэффициент Пуассона грунта
основания (значение v см. ниже); в случае неоднородного основания значения Е
и v принимаются средними в пределах сжимаемой толщи в соответствии с указа-
ниями, приведенными в настоящем параграфе ниже; kt. — коэффициент, принима-
емый по табл. 1.16; N — вертикальная составляющая равнодействующей всех на-
грузок на фундамент в уровне его подошвы; Е — эксцентриситет; а — диаметр
50
круглого или сторона прямоугольного фундамента, в направлении которой дейст-
вует момент; для фундамента с подошвой в форме правильного многоугольника
площадью А принимается а = 2 VA/я; km — коэффициент, учитываемый при расчете
крена фундаментов по схеме линейно деформируемого слоя п. 1.6 (б) при а > 10 м
и Е > 10 МПа (100 кгс/см2) и принимаемый по табл. 1.14.
Коэффициент ke
Табл. 1.16
Форма фундамента и нап- равление действия момента	И =1/ь	Коэф(		эициент ke при %' = 2Н/ Ь, равном					
		0,5	1	1,5	2	3	4	5	00
ЕгЕ Прямоугольник с моментом вдоль большей стороны	1	0,28	0,41	0,46	0,48	0,50	0,50	0,50	0,50
	1,2	0,29	0,44	0,51	0,54	0,57	0,57	0,57	0,57 .
	1,5	0,31	0,48	0,57	0,62	0,66	0,68	0,68	0,68
	2	0,32	0,52	0,64	0,72	0,78	0,81	0,82	0,82
	3	0,33	0,55	0,73	0,83	0,95	1,01	1,04	1,17
	5	0,34	0,60	0,80	0,94	1,12	1,24	1,31	1,42
	10	0,35	0,63	0,85	1,04	1,31	1,45	1,56	2,00
	b“F-	1	0,28	0,41	0,46	0,48	0,50	0,50	0,50	0,50
Прямоугольник с моментом вдоль меньшей стороны									
	1,2	0,24	0,35	0,39	0,41	0,42	0,43	0,43	0,43
	1,5	0,19	0,28	0,32	0,34	0,35	0,36	0,36	0,36
	2	0,15	0,22	0,25	0,27	0,28	0,28	0,28	0,28
	3	0,10	0,15	0,17	0,18	0,19	0,20	0,20	0,20
	5	0,06	0,09	0,10	0,11	0,12	0,12	0,12	0,12
	10	0,03	0,05	0,05	0,06	0,06	0,06	0,06	0,07
Круглый	—	0,43	0,63	0,71	0,74	0,75	0,75	0,75	0,75
Примечание: при использовании расчетной схемы основания в виде линейно деформируемого
полупространства коэффициент ke принимается по графе, соответствующей £' = <®.
Коэффициент Пуассона v принимается равным для грунтов: крупнообломоч-
ных — 0,27; песков и супесей — 0,30; суглинков — 0,35; глин — 0,42.
Средние (в пределах сжимаемой толщи Нс или толщины слоев Н) значения
модуля деформации и коэффициента Пуассона грунтов основания (Ё и v ) опре-
деляются по формулам:
v = Д
(1.35)
(1.36)
где А, — площадь эпюры вертикальных напряжений от единичного давления под
подошвой фундамента в пределах z-ro слоя грунта; для схемы полупространства
допускается принимать А, =	, для схемы слоя — Ai = kt - Eit —
51
соответственно модуль деформации, коэффициент Пуассона и толщина /-го слоя
грунта; Н — расчетная толщина слоя; п — число слоев, отличающихся значения-
ми Е и v в пределах сжимаемой толщи Нс или толщины слоя Н.
Определение просадок грунтов основания
Просадка грунтов ssl основания при увеличении их влажности вследствие за-
мачивания сверху больших площадей , а также замачивания снизу при подъеме
уровня подземных вод определяется по формуле:
$sl ~ si(1*37)
где Es[tj — относительная просадочность /-го слоя грунта, hj — толщина /-го слоя;
ksij — коэффициент, определяемый в соответствии с указаниями данного пункта,
приведенными ниже; п — число слоев, на которое разбита зона просадки hsi, при-
нимаемая в соответствии с указаниями, приведенными в данном пункте ниже.
Относительная просадочность грунта esi определяется на основе испытаний
образцов грунта на сжатие без возможности бокового расширения по формуле:
~	~ ^sat,())/^n,gt	(1.38)
где Ьп р~ь и h5al}p — высота образца соответственно природной влажности и после
его полного водонасыщения (w = w5at) при давлении р, равном вертикальному на-
пряжению на рассматриваемой глубине от внешней нагрузки и собственного веса
грунта р= ozp+ oZg - при определении просадки грунта в верхней зоне просадки;
при определении просадки грунта в нижней зоне просадки также учитывается до-
полнительная нагрузка от сил негативного трения; hng — высота того же образца
природной влажности при р = azg.
Относительная просадочность грунта при его неполном водонасыщении
(wsi = w < wsa() e's1 определяется по формуле:
S'si = 0,01 ((wsal-w)/(wsal-wsi)) + esl ((u> - u's/)/(u'Mr“'s/)).	(1-39)
где w — влажность грунта; wsat — влажность, соответствующая полному водонасыще-
нию грунта; wsi — начальная просадочная влажность; esi — относительная просадоч-
ность грунта при его полном водоносыщении, определяемая по формуле (1.38).
Коэффициент ksi р входящий в формулу (1.37): при b = 12 м — принимается
равным 1 для всех слоев грунта в пределах зоны просадки; при b = 3 м — вычис-
ляется по формуле:
^., = 0,5+	)//>„,	(1.40)
где р — среднее давление под подошвой фундамента, кПа (кгс/см2); р5ц — началь-
ное просадочное давление грунта /-го слоя, кПа (кгс/см2), р§ — давление, равное
100 кПа (1 кгс/см2); при 3 м < b < 12 м — определяется по интерполяции между
значениями , полученными при Ь= 3 м и 6 = 12 м.
52
При определении просадки грунта от собственного веса следует принимать
ksl= 1 при Hsi< 15 м и ks[= 1,25 при H$i> 20 м, при промежуточных значениях Hsl
коэффициент ksi определяется по интерполяции.
За начальное просадочное давление psi принимается давление соответствующее:
при лабораторных испытаний грунтов в компрессионных приборах — давлению,
при котором относительная просадочность es1 равна 0,01; при полевых испытаниях
штампами предварительно замоченных грунтов — давлению, равному пределу про-
порциональности на графике «нагрузка-осадка»; при замачивании грунтов в опыт-
ных котлованах — вертикальному напряжению от собственного веса грунта на глу-
бине, начиная с которой происходит просадка грунта от собственного веса.
Толщина зоны просадки принимается равной (рис. 1.4) bsi = hsi,p — толщи-
не верхней зоны просадки при определении просадки грунта от внешней нагруз-
ки ssi p, при этом нижняя граница указанной зоны соответствует глубине, где
°z = °zg = Psi (Рис- а>6) или глубине, где значение yz минимально, если
az,min > Psi (Рис- 1-4, hsl = bsl,g ~ толщине нижней зоны просадки при опреде-
лении просадки грунта от собственного веса s5i s, т.е. начиная с глубины zgi где
az = Psi или значение sz минимально, если oz min > psi, и до нижней границы про-
садочной толщи.
Возможная просадка грунта от собственного веса fst g при замачивании свер-
ху малых площадей (ширина замачиваемой площади Bw меньше размера просадоч-
ной толщи Hsi) определяется по формуле:
6l.s = fsllgV((2-	(1.41)
где s5i g — максимальное значение просадки грунта от собственного веса.
Определение деформаций оснований, сложенных набухающими
грунтами
Подъем основания при набухании грунта определяется по формуле:
P$w ~ ^sw^i^sw^i»	(1 • 42»)
где e5W ; — относительное набухание грунта z-го слоя, определяемое в соответст-
вии с указаниями настоящего пункта, приведенными ниже; Ь; — толщина /-го слоя
грунта; ksw i — коэффициент, определяемый в соответствии с указаниями настоя-
щего пункта, приведенными ниже; п — число слоев, на которое разбита зона на-
бухания грунта.
Относительное набухание грунта е^ определяется по формулам:
при инфильтрации влаги:
£sw ~ (^sat ~	(1’43)
где Ьп — высота образца природной влажности и плотности, обжатого без воз-
можности бокового расширения давлением р, равным суммарному вертикальному
53
Рис. 1.4. Схемы к расчету просадок основания:
а — просадка от собственного веса отсутствует (не превышает 5 см), возможна только
просадка от внешней нагрузки ss[ p в верхней зоне просадки bs^p (I тип грунтовых условий);
б, в, г, — возможна просадка от собственного веса ssig в нижней зоне просадки hsig,
начиная с глубины zg (II тип грунтовых условий); б — верхняя и нижняя зоны просадки
не сливаются, имеется нейтральная зона Ьп; в — верхняя и нижняя зоны просадки
сливаются; г — просадка от внешней нагрузки отсутствует;
1 — вертикальные напряжения от собственного веса грунта ozg. 2 — суммарные
вертикальные напряжения от внешней нагрузки и собственного веса грунта oz = 0^ + ozg;
3 — изменение с глубиной начального просадочного давления р^; Hs[ — толщина слоя
просадочных грунтов (просадочная толща); d — глубина заложения фундамента
54
напряжению yztot на рассматриваемой глубине (значение yztot определяется в соот-
ветствии с указаниями, приведенными в наст, пункте ниже); hsat — высота того же
образца после замачивания до полного водонасыщения, обжатого в тех же услови-
ях; при экранировании поверхности и изменении водно-теплового режима:
=	~ woV(1 + *о),	О-44)
где k — коэффициент, определяемый опытным путем (при отсутствии опытных дан-
ных принимается k = 2); weq — конечная (установившаяся) влажность грунта; Wq и е0 —
соответственно начальные значения влажности и коэффициента пористости грунта.
Коэффициент входящий в формулу (1.42), в зависимости от суммарного
вертикального напряжения crz tot на рассматриваемой глубине, принимается рав-
ным 0,8 при crZilot= 50 кПа (0,5 кгс/см2) и 0,6 при oz t0t = 300 кПа (3 кгс/см2),
а при промежуточных значениях ozt0t — по интерполяции.
Суммарное вертикальное напряжение oz t0t на глубине z от подошвы фунда-
мента (рис. 1.5) определяется по формуле:
&z,tot 4“ °Zg 4" &z,ad »
(1.45)
где ozp, ozg — вертикальные напряжения соответственно от нагрузки фундамента
и от собственного веса грунта; <jzae[ — дополнительное вертикальное давление,
вызванное влиянием веса неувлажненной части массива грунта за пределами пло-
щади замачивания, определяемой по формуле:
«г,шГ V (<* + z)>
(1.46)
где kg — коэффициент, принимаемый по табл. 1.17.
Табл. 1.17
Коэффициент ke
.о
(<‘+г)/Ви>	Коэффициент kg при отношении длины к ширине замачиваемой площади / Bw, равном				
	1	2	3	4	5
0,5	0	0	0	0	0
1	0,58	0,50	0,43	0,36	0,29
2	0,81	0,70	0,61	0,50	0,40
3	0,94	0,82	0,71	0,59	_0,47	 0,53
4	1,02	0,89	0,77	0,64	
5	1,07	0,94	0,82	0,69	0,77
Нижняя граница зоны набухания Hsw (рис. 1.5): при инфильтрации влаги
принимается на глубине, где суммарное вертикальное напряжение az l0{ равно дав-
лению набухания psw\ при экранировании поверхности и изменении водно-тепло-
вого режима — определяется опытным путем (при отсутствии опытных данных
принимается Hsw = 5 м).
55
DL
Рис. 1.5. Схема к расчету подъема основания при набухании грунта
Осадка основания в результате высыхания набухшего грунта определяется
по формуле:
^sh £sb, sb>
(1.47)
где Esf} j — относительная линейная усадка грунта z-ro слоя, определяемая в соот-
ветствии с указаниями, приведенными ниже; Ь{ — толщина z-ro слоя грунта; —
коэффициент, принимаемый равным 1,3; п — число слоев, на которое разбита зона
усадки грунта, принимаемая в соответствии с указаниями, приведенными ниже.
Относительная линейная усадка грунта при его высыхании определяется по
формуле:
£sb
(1.48)
где h„ — высота образца грунта возможной наибольшей влажности при обжатии
его суммарным вертикальным напряжением без возможности бокового расшире-
ния; bj _ высота образца в тех же условиях после уменьшения влажности в ре-
зультате высыхания.
Нижняя граница зоны усадки определяется экспериментальным путем,
а при отсутствии опытных данных принимается равной 5 м.
При высыхании грунта в результате теплового воздействия технологических
установок нижняя граница зоны усадки определяется опытным путем или со-
ответствующим расчетом.
56
Расчет суффозионной осадки
Суффозионная осадка ssf основания, сложенного засоленными грунтами, оп-
ределяется по формуле:
4=$^,	(1.49)
где £sf j — относительное суффозионное сжатие грунта /-го слоя при давлении р,
равном суммарному вертикальному напряжению на рассматриваемой глубине от
внешней нагрузки ozp и собственного веса грунта ozg, — толщина z-го слоя засо-
ленного грунта; п — число слоев, на которое разбита зона суффозионной осадки
засоленных грунтов.
Относительное суффозионное сжатие ^определяется:
а)	при полевых испытаниях статической нагрузкой с длительным замачива-
нием по формуле:
где Sjjp — суффозионная осадка штампа при давлении р = ozp + azg ; dp — зона
суффозионной осадки основания под штампом;
б)	при компрессионно-фильтрационных испытаниях по формуле:
(hsat,p~ ^sf,p)/^ng^
где hsat p — высота образца после замачивания (полного водонасыщения) при дав-
лении р = ozp + azg ; bsf p — высота того же образца грунта после длительной
фильтрации воды и выщелачивания солей при давлении р; hng — высота того же
образца природной влажности при давлении РгУг§ •
1.9.6.	Расчетные сопротивления грунтов оснований
Расчетные сопротивления грунтов основания приведенные в табл. 1.18—1.22,
предназначены для предварительного рпределения размеров фундаментов. Область
применения значений Яо и R’q для окончательного определения размеров фундамен-
тов указана в соответствующих таблицах.
Для грунтов с промежуточными значениями е и IL (табл. 1.18—1.20),
pj и Sr (табл. 1.21), (табл. 1.22), а также для фундаментов с промежуточ-
ными значениями у (табл. 1.23) значения R$ и R'q определяются по интерпо-
ляции.
Значения Яо (табл. 1.18—1.22) относятся к фундаментам, имеющим ширину
= 1 м и глубину заложения = 2 м.
При использовании значений R$ для окончательного назначения размеров
фундаментов расчетное сопротивление грунта основания Я, кПа (кгс/см2), опре-
деляется по формулам:
при d < 2 м (200 см):
R = Ло[1 + kx(b - M/&0] х (d + <20)/2</0;	(1.52)
57
при d > 2 м (200 см):
R = Во[1 + k^(b - *0)Л0] + k2y и (d — dQ),
(1.53)
где b и d — соответственно ширина и глубина заложения проектируемого фунда-
мента, м (см); у'л — расчетное значение удельного веса грунта, расположенного
выше подошвы фундамента, кН/м3 (кгс/см3); — коэффициент, принимаемый
для оснований, сложенных крупнообломочными и песчаными грунтами, кроме
пылеватых песков, = 0,125, пылеватыми песками, супесями, суглинками и гли-
нами ky = 0,05; k2 — коэффициент, принимаемый для оснований, сложенных
крупнообломочными и песчаными грунтами, k2 = 0,25, супесями и суглинками &= 0,2
и глинами k2 = 0,15.
Для сооружений с подвалом шириной В = 20 м и глубиной > 2 м учитывае-
мая в расчете глубина заложения наружных и внутренних фундаментов принимается
равной: d = d1 + 2 м [здесь d} — приведенная глубина заложения фундамента, опре-
деляемая по формуле (1.8) настоящих норм].
При В > 20 м принимается d = d^.
Табл. 1.18
Расчетные сопротивления Rq крупнообломочных грунтов
Крупнообломочные грунты Галечниковые (щебенистые) с заполнителем: песчаным пылевато-глинистым при показателе текучести:	Значение Rq, кПа (кгс/см2) 600 (6)
/л<0,5 		 Гравийные (дресвяные) с заполнителем: песчаным пылевато-глинистым при показателе текучести: Il <0,5 0,5 < IL< 0,75			450 (4,5) _ _4?° _(4) 500 (5) 400 (4) 	35OP,5J _ ;	
Табл. 1.19
Расчетные сопротивления Rq песчаных грунтов
	Значения Rq, кПа (кгс/см2), в зависимости от плотности сложения песков	
Пески		
	Плотные	Средней плотности
Крупные		 600 (6)		500 (5)
Средней крупности				500 (5)	_	400 (4)	
Мелкие:		
маловлажные	400 (4)	300 (3)
влажные и насыщенные водой	300 (3)	200 (2,0)
Пылеватые:		
маловлажные	300 (3)	250 (2,5)
1	влажные	200 (2)	150 (1,5)
|	насыщенные водой	150(1,5)	100 (1)
58
Расчетные сопротивления R$
пылевато-глинистых (непросадочных) грунтов
Табл. 1.20
Пылевато-глинистые грунты	Коэффициент пористости е	Значения Rq, кПа (кгс/см2), при показателе текучести грунта	
			/l=i
Супеси	0,5	300 (3)	300 (3)
	0,7	250 (2,5)	200 (2)
	0,5	300 (3)	250 (2,5)
Суглинки	0,7	250 (2,5)	180 (1,8)
	1,0	200 (2)	100 (1)
	0,5	600 (6)	400 (4)
Глины	0,6	500 (5)	300 (3)
	0,8	300 (3)	200 (2)
	1,1	250 (2,5)	100 (1)
Табл. 1.21
Расчетные сопротивления R§ просадочных грунтов
Грунты	Яд, кПа (кгс/см2), грунтов			
	Природного сложения с плотностью в сухом состоянии Pd , т/м3		Уплотненных с плотностью в сухом СОСТОЯНИИ Pd , т/м^	
	1,35	1,55	1,60	1,70
Супеси	300 (3) 150 (1,5)	жоа 180 (1,8)	200 (2)	250 (2,5)
Суглинки	350 (3.5) 180 (1,8)	400 (4) 200 (2)	250 (2,5)	300 (3)
Примечание: в числителе приведены значения R^ относящейся к незамеченным просадочным
грунтам со степенью влажности Sr < 0,5; в знаменателе — значения Rq, относящиеся к таким
же грунтам с Sr > 0,8, а также к замоченным грунтам.
Табл. 1.22
Расчетные сопротивления Rq насыпных грунтов
Характеристики насыпи	Лд, кПа (кгс/см2)			
	Пески крупные, средней крупности и мелкие, шла- ки и т.п. при степени влажности Sr		Пески пылеватые, супе- си, суглинки, глины, золы и т.п. при степени влажности Sr	
	Sr< 0,5	Sr> 0,8	Sr< 0,5	Sr> 0,8
1	2	3	4	5
Насыпи, планомерно возведенные с уплотнением	250 (2,5)	200 (2,0)	180 (1,8)	150 (1,5)
Отвалы грунтов и отходов производств: с уплотнением без уплотнения	250 (2,5) 180 (1,8)	 200 (2,0) 150 (1,5)	180 (1,8) 120 (1,2)	150 (1,5) 100 (1,0)
59
1	2	3	4	5
Свалки грунтов и отходов производств:				------ - 
с уплотнением	150 (1,5)	120 (1,2)	120 (1,2)	100 (1,0)
без уплотнения	120 (1,20)	100 (1,0)	100 (1,0)	80 (0,8)
Примечания:
1. Значения Rq в настоящей таблице относятся к насыпным грунтам с содержанием органиче-
ских веществ 1от < 0,1.
2. Для неслежавшихся отвалов и свалок грунтов и отходов производств значения Rq принима-
ются с коэффициентом 0,8.
Табл. 1.23
Расчетные сопротивления грунтов обратной засыпки Rq
для выдергиваемых фундаментов опор воздушных линий электропередачи
Относительное заглубление фундамента к = цъ	Значения Rq, кПа (кгс/см-)			
	Пылевато-глинистые грунты при по- казателе текучести 1^< 0,5 и плот- ности грунта обратной засыпки, т/м^		Пески средней крупности и мелкие маловлажные и влажные при плот- ности грунта обратной засыпки, т/м^	
	1,55	1,70	1,55	1,70
0,8	32 (0,32)	36 (0,36)	32 (0,32)	40 (0,40)
1,0	40 (0,40)	45 (0,45)	40 (0,40)	50 (0,50)
1,5	50 (0,50)	65 (0,65)	55 (0,55)	65 (0,65)
2,0	60 (0,60)	85 (0,85)	70 (0,70)	85 (0,85)
2,5	—	100 (1,00)	—	100 (1,00)
Примечания:
1. Значения Rq для глии и суглинков с показателем текучести 0,5 <	< 0,75 и супесей при
0,5 < 1^< 1,0 принимаются по графе к пылевато-глинистые грунты» с введением понижаю-
щих коэффициентов соответственно 0,85 и 0,7.
2. Значения Kq для пылеватых песков принимаются как для песков средней крупности и мел-
ких с коэффициентом 0,85.
1.9.7. Предельные деформации основания
Предельные деформации основания
Табл. 1.24
Сооружения	Предельные дес	юрмации основания	
	Относительная разность осадок (As/L)u	Крен iu	Средняя su (в скобках макси- мальная осадка, см .
	 1	 1. Производственные и гражданские одноэтажные и многоэтажные зда- ния с полным каркасом: железобе- тонным; стальным		± _ 0,002; 0,004		3		4	 (8) (12)
60
1	2	3	4
2. Здания и сооружения, в конструкциях	0,006	—	(И)
которых не возникают усилия от нерав- номерных осадок			
3. Многоэтажные бескаркасные здания	0,0016	0,005	10
с несущими стенами из: крупных пане-	0,0020	0,005	10
лей; крупных блоков или кирпичной кладки без армирования; то же, с арми- рованием, в том числе с устройством железобетонных поясов	0,0024	0,005	15
4. Сооружение элеваторов из железобе-	—	0,003	
тонных конструкций: рабочее здание и	—	0,003	
силосный корпус монолитной конструк-	—	0,004	
ции на одной фундаментной плите; то же,	—	0,004	
сборной конструкции; отдельно стоящий	—	0,004	
силосный корпус монолитной конструк- ции; то же, сборной конструкции; от- дельно стоящее рабочее здание		0,004	
5. Дымовые трубы высотой Н, м:			
Н< 100	—	0,005	40
100 < Н < 200	—	1/(2Н)	30
200 < Я < 300	—	1/(2Я)	20
Н> 300	—	1/(2Н)	10
6. Жесткие сооружения высотой до 100 м,	—	0,004	20
кроме указанных в поз. 4 и 5			
7. Антенные сооружения связи:			
стволы мачт заземленные	—	0,002	20
то же, электрически изолированные	—	0,001	10
башни радио	0,002	—	—
башни коротковолновых радиостанций	0,0025	—	—
башни (отдельные блоки)	0,001	—	—
8. Опоры воздушных линий электропередачи:			
промежуточные прямые анкерные и ан-	0,003	0,003	—
керно-угловые, промежуточные угловые,	0,0025	0,0025	—
концевые, порталы открытых распреде- лительных устройств специальные переходные	0,002	0,002	
Примечания:
1.	Предельные значения относительного прогиба (выгиба) зданий, указанных в настоящем па-
раграфе, принимаются равными 0,5 (As/L)u .
2.	При определении относительной разности осадок (zlj/Z,) в настоящем параграфе за L
принимается расстояние между осями блоков фундаментов в направлении горизонталь-
ных нагрузок, а в опорах с оттяжками — расстояние между осями сжатого фундамента
и анкера.
3.	Если основание сложено горизонтальными (с уклоном не более 0,1), выдержанными по
толщине слоями грунтов, предельные значения максимальных и средних осадок допускает-
ся увеличивать на 20 °/0.
61
4.	Предельные значения подъема основания, сложенного набухающими грунтами, допускает-
ся принимать: максимальный и средний подъем в размере 25 % и относительную неравно-
мерность осадок (относительный выгиб) здания в размере 50 % соответствующих предель-
ных значений деформаций, приведенных в настоящем параграфе.
5.	Для сооружений с фундаментами в виде сплошных плит предельные значения средних оса-
док допускается увеличивать в 1,5 раза.
6.	На основе обобщения опыта проектирования, строительства и эксплуатации отдельных ви-
дов сооружений допускается.принимать предельные значения деформаций основания, от-
личающиеся от указанных в настоящем параграфе справочника.
1.10. Проектирование фундаментов
1.10.1. Общие положения
Фундаменты подразделяют на столбчатые (отдельные) — под колонны или ранд-
балкй, ленточные, прерывистые и щелевые — под стены или ряды колонн, и плитные
(сплошные) — под здание или его часть.
В качестве материала фундамента применяют железобетон, бетон, природные
камни, кирпич. Для здании и сооружений III уровня ответственности при соответству-
ющем обосновании допустимо использование легкого бетона, цементогрунта и др.
Для бетонных и железобетонных фундаментов следует применять конструкци-
онные бетоны, соответствующие ГОСТ10:
тяжелый средней плотности от 2200 до 2500 кг/м3;
мелкозернистый средней плотности свыше 1800 кг/м3.
Применяемые бетоны должны удовлетворять требованиям морозостойкости.
Конструкции фундаментов должны удовлетворять требованиям расчета по не-
сущей способности (предельные состояния первой группы: продавливание, изгиб
и т.д.) и по пригодности к нормальной эксплуатации (предельные состояния второй
группы: образование и раскрытие трещин). Расчеты следует выполнять в соответст-
вии с нормативными указаниями11.
Расчет конструкций фундаментов, а также отдельных их элементов должен
производиться для всех стадий — изготовления, транспортирования, возведения
и эксплуатации.
При расчете элементов сборных фундаментов на воздействие усилий, возни-
кающих при их подъеме, транспортировании и монтаже, нагрузку от веса элемен-
та следует вводить с коэффициентом динамичности, равным 1,6.
Для стадий возведения и эксплуатации должны рассматриваться расчетные
ситуации:
до приобретения бетоном или раствором заданной прочности — на воздействие ве-
са материала и других нагрузок, действующих на соответствующих этапах возведения;
после приобретения бетоном или раствором заданной прочности — на воз-
действие нагрузок, действующих на последующих этапах возведения и при экс-
плуатации фундамента.
10 ГОСТ 25192.
11 СНиП 52-01 и СНиП П-22.
62
Бетонные и каменные материалы применяют в фундаментах (или их элементах),
работающих на сжатие, при эксцентриситетах продольной силы, не превышающих
0,8у для основных сочетаний нагрузок и 0,85у — для особых сочетаний нагрузок
(у — расстояние от центра тяжести сечения до наиболее сжатого волокна сечения),
при этом расстояние от точки приложения равнодействующей усилий до наиболее
сжатого волокна сечения должно быть не менее 2 см.
При расчете по прочности элементов фундаментов на действие центральной
сжимающей силы должен учитываться случайный эксцентриситет, принимаемый
равным 2 см для бетонных и железобетонных конструкций и 3 см — для конструк-
ций из каменной кладки.
Ширина раскрытия трещин в железобетонных фундаментах исходя из требова-
ния обеспечения сохранности арматуры классов А240 (A-I), А300 (А-П) и А400 (А-Ш)
не должна превышать 0,3 мм выше уровня подземных вод и 0,2 мм — ниже уровня
подземных вод или при переменном уровне подземных вод.
Положения раздела распространяются на малоэтажные жилые и садовые дома,
общественные здания, производственные сельскохозяйственные здания, гаражи
и другие малоэтажные здания и сооружения.
Эти здания могут возводиться на малозаглубленных и незаглубленных фундаментах.
Рекомендуется применять следующие типы фундаментов:
а)	фундаменты на естественном основании (ленточные, столбчатые, плитные,
щелевые и др.);
б)	фундаменты на локально уплотненных основаниях (в вытрамбованных или
выштампованных котлованах, забивные блоки и др.);
в)	короткие сваи.
В зданиях с несущими стенами рекомендуется применять преимущественно фун-
даменты на естественном основании (ленточные, столбчатые, щелевые и др.).
В сложных инженерно-геологических условиях (специфические грунты, высо-
кий уровень подземных вод и др.) могут быть использованы фундаменты на локаль-
но уплотненных основаниях (в вытрамбованных или выштампованных котлованах,
забивные блоки и др.) или короткие сваи.
В зданиях стоечно-балочной схемы и при безростверковом опирании стен
следует применять столбчатые фундаменты (на естественном или локально уплот-
ненном основании) или короткие сваи.
Для зданий без подвалов рекомендуются малозаглубленные фундаменты, ус-
траиваемые в слое сезоннопромерзающего грунта.
Тип и конструкция малозаглубленного фундамента и способ подготовки его ос-
нования зависят от свойств грунтов основания и степени их пучинистости.
При проектировании малозаглубленных фундаментов на пучинистых грунтах,
в том числе локально уплотненных, обязательным является расчет их оснований по
деформациям пучения.
При строительстве на практически непучинистых грунтах несущие элементы
малозаглубленных и незаглубленных фундаментов укладывают на выравниваю-
щую подсыпку из песка, на пучинистых грунтах — на подушку из непучинистого
материала (песок гравелистый, крупный или средней крупности, мелкий щебень,
котельный шлак и др.). В необходимых случаях для увеличения расчетного сопро-
тивления грунта основания целесообразно предусматривать устройство песчано-
щебеночной (песчано-гравийной) подушки (смесь песка крупного или средней
крупности — 40 %, щебня или гравия — 60 %).
63
В зависимости от степени пучинистости грунта (ГОСТ 25100) основания ленточ-
ные малозаглубленные фундаменты следует устраивать: на практически непучинис-
тых и слабопучинистых грунтах — из сборных бетонных блоков, укладываемых без
соединения между собой; на средне- и сильнопучинистых грунтах — из сборных же-
лезобетонных блоков, содержащих выпуски арматуры (выпуски соседних блоков со-
единяют, стыки замоноличивают бетоном); на чрезмернопучинистых грунтах — из
монолитного железобетона.
Сборно-монолитные и монолитные фундаменты всех стен должны быть жест-
ко связаны между собой и объединены в систему перекрестных лент.
При строительстве на сильно- и чрезмернопучинистых грунтах при недоста-
точной жесткости стен следует производить их усиление армированными или же-
лезобетонными поясами, устраиваемыми в уровне перекрытий и над проемами
верхнего этажа.
Малозаглубленные столбчатые фундаменты на средне-, сильно- и чрезмерно-
пучинистых грунтах должны быть связаны с фундаментными балками, объединен-
ными в единую систему.
При устройстве столбчатых фундаментов на пучинистых грунтах необходимо
предусматривать зазор между нижней гранью фундаментных балок и планировоч-
ной поверхностью грунта, величина которого должна быть не менее расчетной де-
формации пучения (подъема) ненагруженного основания.
При наличии чрезмерно пучинистых грунтов и значительной чувствительнос-
ти зданий к неравномерным деформациям рекомендуется строить их на малозаг-
лубленных и незаглубленных монолитных железобетонных плитах, под которыми
устраивают подушки из непучинистых материалов.
При вытрамбовывании (выштамповывании) котлованов и забивке блоков ре-
комендуется использовать фундаменты в форме усеченной пирамиды с углом на-
клона боковых граней к вертикали 5—10°. Допускается фундаменты закладывать
в сезоннопромерзающем слое грунта.
Для зданий с несущими стенами рекомендуется применять однорядное располо-
жение забивных блоков и пирамидальных свай с напрягаемой арматурой, а также ко-
роткие сваи различных типов и способов изготовления.
1.10.2. Глубина заложения фундаментов
Глубина заложения фундаментов должна приниматься с учетом: назначения
и конструктивных особенностей проектируемого сооружения, нагрузок и воздействий
на его фундаменты; глубины заложения фундаментов примыкающих сооружений,
а также глубины прокладки инженерных коммуникаций; существующего и проектируе-
мого рельефа застраиваемой территории; инженерно-геологических условий площадки
строительства (физико-механических свойств грунтов, характера напластований, нали-
чия слоев, склонных к скольжению, карманов выветривания, карстовых полостей и пр.);
гидрогеологических условий площадки и возможных их изменений в процессе строи-
тельства и эксплуатации сооружения; глубины сезонного промерзания грунтов.
Выбор оптимальной глубины заложения фундаментов в зависимости от учета
указанных выше условий рекомендуется выполнять на основе технико-экономиче-
ского сравнения различных вариантов.
Нормативную глубину сезонного промерзания грунта принимают равной сред-
ней из ежегодных максимальных глубин сезонного промерзания грунтов (по данным
64
наблюдений за период не менее 10 лет) на открытой, оголенной от снега горизон-
тальной площадке при уровне подземных вод, расположенном ниже глубины сезон-
ного промерзания грунтов.
При использовании результатов наблюдений за фактической глубиной про-
мерзания следует учитывать, что она должна определяться по температуре, ха-
рактеризующей согласно ГОСТ12 переход пластичномерзлого грунта в твердо-
мерзлый грунт.
Нормативную глубину сезонного промерзания грунта dfn, м, при отсутствии
данных многолетних наблюдений следует определять на основе теплотехнических
расчетов. Для районов, где глубина промерзания не превышает 2,5 м, ее норма-
тивное значение допускается определять по формуле:
dfn=d0VM„	(1.54)
где М[ — безразмерный коэффициент, численно равный сумме абсолютных
значений среднемесячных отрицательных температур за зиму в данном районе,
принимаемых по нормативам13, а при отсутствии в нем данных для конкретно-
го пункта или района строительства — по результатам наблюдений гидромете-
орологической станции, находящейся в аналогичных условиях с районом стро-
ительства;
d$ — величина, принимаемая равной для суглинков и глин 0,23 м; супесей,
песков мелких и пылеватых — 0,28 м; песков гравелистых, крупных и средней
крупности — 0,30 м; крупнообломочных грунтов — 0,34 м.
Значение d$ для грунтов неоднородного сложения определяют как средневз-
вешенное в пределах глубины промерзания.
Нормативная глубина промерзания грунта в районах, где dfn >2,5 м, а также
в горных районах (где резко изменяются рельеф местности, инженерно-геологиче-
ские и климатические условия), должна определяться теплотехническим расчетом
в соответствии с нормативными требованиями14.
Расчетную глубину сезонного промерзания грунта df, м, определяют по
формуле:
Jy kb d^y
(1-55)
где dfn — нормативная глубина промерзания, м; kb — коэффициент, учитывающий
влияние теплового режима сооружения, принимаемый для наружных фундамен-
тов отапливаемых сооружений — по табл. 1.25; для наружных и внутренних фун-
даментов неотапливаемых сооружений kb = 1,1, кроме районов с отрицательной
среднегодовой температурой.
В районах с отрицательной среднегодовой температурой расчетная глубина
промерзания грунта для неотапливаемых сооружений должна определяться теп-
лотехническим расчетом в соответствии с нормативными требованиями15. Расчет-
12 ГОСТ 25100.
13 СНиП 23-01.
14 СНиП 2.02.04.
15 СНиП 2.02.04.
3- Полный справочник проектировщика
65
ная глубина промерзания должна определяться теплотехническим расчетом
и в случае применения постоянной теплозащиты основания, а также если тепло-
вой режим проектируемого сооружения может существенно влиять на температу-
ру грунтов (холодильники, котельные и т.п.). Для зданий с нерегулярным отопле-
нием при определении kh за расчетную температуру воздуха принимают ее сред-
несуточное значение с учетом длительности отапливаемого и неотапливаемого
периодов суток.
Глубина заложения фундаментов отапливаемых сооружений по услови-
ям недопущения морозного пучения грунтов основания должна назначать-
ся: для наружных фундаментов (от уровня планировки) по табл. 1.26; для
внутренних фундаментов — независимо от расчетной глубины промерзания
грунтов.
Глубину заложения наружных фундаментов допускается назначать независи-
мо от расчетной глубины промерзания, если: фундаменты опираются на мелкие
пески и специальными исследованиями на данной площадке установлено, что они
не имеют пучинистых свойств, а также в случаях когда специальными исследова-
ниями и расчетами установлено, что деформации грунтов основания при их про-
мерзании и оттаивании не нарушают эксплуатационную пригодность сооружения;
предусмотрены специальные теплотехнические мероприятия, исключающие про-
мерзание грунтов.
Глубину заложения наружных и внутренних фундаментов отапливаемых со-
оружений с холодными подвалами и техническими подпольями (имеющими отри-
цательную температуру в зимний период) следует принимать по табл. 1.26, считая
от пола подвала или технического подполья.
Табл. 1.25
Коэффициент kh при расчетной среднесуточной температуре воздуха
в помещении, примыкающем к наружным фундаментам
Особенности сооружения	-	-	..	.	*	. -	—	- 1 Коэффициент kfj при расчетной среднесуточной температуре воздуха в помещении, примыкающем' к наружным фундаментам, °C					
Без подвала с полами, устраиваемыми:	0_	.1. 5 . 1	!	10 	~т	15 			J0	и более
по грунту	0,9	; о,» !	0,7 !	0,6		0,5
на лагах по грунту	1,0	! !	0,8 !	0,7		0,6
по утепленному цокольному перекрытию	1,0	! 1,0 i	0,9 ;	0,8		0,7
С подвалом или техническим подпольем	0,8	1 о-? 1	0,6 ;	0,5		0,4
Примечания:
1. Приведенные в таблице значения коэффициента k/: относятся к фундаментам, у которых
расстояние от внешней грани стены до края фундамента а^< 0,5 м; если а<-> 1,5 м, значе-
ния коэффициента повышают на 0,1, но не более чем до значения = 1; при промежу-
точном значении су значения коэффициента определяют интерполяцией.
2. К помещениям, примыкающим к наружным фундаментам, относятся подвалы и техничес-
кие подполья, а при их отсутствии — помещения первого этажа.
3. При промежуточных значениях температуры воздуха коэффициент ц принимают с округ-
лением до ближайшего меньшего значения, указанного в таблице.
66
Табл. 1.26
Глубина заложения фундаментов
в зависимости от глубины расположения уровня подземных вод
Глубина заложения фундаментов в зависимости
Грунты под подошвой фундамента	от глубины расположения уровня подземных! 	_вод£а„ м, при	, dw<df+2	dw> df+ 2	
Скальные, крупнообломочные с песчаным заполнителем, пески гравелистые, крупные и средней крупности	He зависит от df	1 He зависит от df
Пески мелкие и пылеватые	He менее df	rp To же	।
Супеси с показателем текучести < 0	To же	»	I
То же, при 1^> 0	»	He менее df	!
Суглинки, глины, а также крупнообломочные грунты с глинистым заполнителем при пока- ! зателе текучести грунта или заполнителя i Л >0.^5	»	To же
То же, при < 0,25	»	He менее 0,5 df i
Примечание: в случаях, когда глубина заложения фундаментов не зависит от расчетной глу-
бины промерзания df, соответствующие грунты, указанные в настоящей таблице, должны за-
легать до глубины не менее нормативной глубины промерзания dfn.
"При наличии в холодном подвале (техническом подполье) отапливаемого со-
оружения отрицательной среднезимней температуры глубину заложения внутрен-
них фундаментов принимают по таблице 1.26 в зависимости от расчетной глубины
промерзания грунта, определяемой по формуле (1.55) при коэффициенте = 1.
При этом нормативную глубину промерзания, считая от пола подвала, определя-
ют расчетом с учетом данных табл. 1.25, 1.26 и среднезимней температуры возду-
ха в подвале.
Глубину заложения наружных фундаментов отапливаемых сооружений с хо-
лодным подвалом (техническим подпольем) принимают наибольшей из значений глу-
бины заложения внутренних фундаментов и расчетной глубины промерзания грунта
с коэффициентом = 1, считая от уровня планировки.
Глубина заложения наружных и внутренних фундаментов неотапливаемых со-
оружений должна назначаться по таблице 1.56, при этом глубина исчисляется:
при отсутствии подвала или технического подполья — от уровня планировки, а при
их наличии — от пола подвала или технического подполья.
В проекте оснований и фундаментов должны предусматриваться мероприя-
тия, не допускающие увлажнения грунтов основания, а также промораживания их
в период строительства.
При проектировании сооружений уровень подземных вод должен приниматься
с учетом его прогнозирования на период эксплуатации сооружения и влияния на не-
го водопонижающих мероприятий, если они предусмотрены проектом.
Фундаменты сооружения или его отсека должны закладываться на одном уров-
не. При необходимости заложения соседних фундаментов на разных отметках их до-
пустимую разность AZz, м, определяют исходя из условия:
67
Ah<a (tg <Pi + С] / />),
(1.56)
где а — расстояние между фундаментами в свету, м; Cj — расчетные значения
угла внутреннего трения, град., и удельного сцепления, кПа; р — среднее давле-
ние под подошвой вышерасположенного фундамента от расчетных нагрузок (для
расчета основания по несущей способности), кПа.
1.10.3.	Расчет столбчатых фундаментов
Расчет прочности столбчатых фундаментов включает определение размеров
плитной части, определение размеров ступеней, определение сечения арматуры
плитной части. Расчет по второй группе предельных состояний включает расчет
по образованию и раскрытию трещин.
Расчет фундаментов производят с учетом реактивного давления грунта р,
кПа, определяемого по формуле:
р = N/ А ± Мху/ 1Х ± Мух/ 1у,	(1.57)
где — расчетная вертикальная сила, кН; Мх, Му — расчетные моменту относи-
тельно осей фундамента х и у, кН*м; 1Х, 1у — моменты инерции подошвы фунда-
мента относительно х и у, м4; х, у, z — координаты (рис. 1.6).
Рис. 1.6. Эпюра давления на грунт внеценпгренно нагруженного фундамента при действии
моментов относительно двух осей
Фундаменты рекомендуется проектировать для условий выполнения работ нуле-
вого цикла до устройства колонн: отметку верха фундаментов принимают на 150 мм
ниже отметки чистого пола зданий.
Высоту фундамента назначают по условиям заглубления или условиям заделки
колонн; высоту плитной части фундамента назначают по расчету. При высоте фун-
дамента больше высоты плитной части, требуемой по расчету, увеличение высоты
фундамента производят за счет подколенника.
Форму отдельных фундаментов в плане при центральной нагрузке рекомендует-
ся принимать квадратную, если этому не препятствуют фундаменты соседних зданий,
подземные сооружения, фундаменты под оборудование и т.п.
68
При внецентренной нагрузке фундамент рекомендуется принимать прямоугольной
формы с соотношением сторон прямоугольной подошвы фундамента от 0,6 до 0,85.
Монолитные фундаменты под сборные и монолитные железобетонные колонны ре-
комендуется проектировать с плитной частью ступенчатого типа. Размеры в плане подош-
вы фундамента, ступеней, подколенника рекомендуется принимать кратными 0,30 м.
Высоту ступеней рекомендуется принимать равной 0,30, 0,45, а при большой
высоте плитной части фундамента — 0,60 м.
Высоту фундамента рекомендуется принимать кратной 0,30 м.
1.10.4.	Расчет ленточных и прерывистых фундаментов
Ленточные и прерывистые фундаменты наружных стен сооружений с подва-
лами рассчитывают с учетом горизонтального давления грунта.
Расчет фундаментов производят по сечению, проходящему по краю фундамент-
ной стены, а при ступенчатой форме фундамента — и по грани ступени.
Расчетные усилия на единицу длины (изгибающий момент М, кН* м/м и попе-
речную силу Q, кН/м), в сечении фундамента при центральной нагрузке опреде-
ляют по формулам:
М = ра2/2,	(1.58)
е = ра,	(1.59)
где р — среднее давление по подошве фундамента, кПа; а — вылет консоли фун-
дамента, м.
При внецентренной нагрузке (рис. 1.7) расчетные усилия в сечении на едини-
цу длины фундамента определяют по формулам:
мМ2Рга.х + й)/б;	(1-60)
Рис. 1.7. Схема к расчету ленточного фундамента
69
G=0(Pmax + Al)/2,
(1.61)
где Pmax и pt — давления от расчетных нагрузок, кПа, передаваемые на грунт под
краем фундамента и в расчетном сечении; М — то же, что и в формуле (1.58);
2 — то же, что и в формуле (1.59).
1.10.5.	Расчет плитных фундаментов
Расчет плитных фундаментов и их оснований рекомендуется выполнять с уче-
том последовательности возведения сооружения, технологии и последовательности
бетонирования плиты.
При расчете плитных фундаментов и их оснований следует учитывать взаимо-
действие грунта основания, плитного фундамента и надфундаментных конструкций.
Допускается учитывать в расчете жесткость только нижних этажей сооружения.
При расчете совместной деформации основания и плитного фундамента нагрузки
на плиту допускается определять без учета их перераспределения надфундаментной
конструкцией и принимать в соответствии со статической схемой сооружения.
Расчет внутренних усилий в системе «основание—фундамент—сооружение»
допускается выполнять с использованием программ расчета сооружения на основа-
нии, характеризуемом переменным в плане коэффициентом жесткости (коэффици-
ентом постели). При этом переменный в плане коэффициент постели должен назна-
чаться с учетом неоднородности в плане и по глубине и распределительной способ-
ности основания. Этот коэффициент может определяться заранее или в процессе
последовательных приближений на основе линейной или нелинейной модели осно-
вания. Процесс последовательных приближений включает следующие шаги: задание
начального распределения коэффициента постели; расчет совместных перемещений
сооружения, плитного фундамента и основания с принятым распределением коэф-
фициента постели k(x, у) при действии заданных нагрузок и определение контакт-
ных давлений р(х, у); определение осадок основания w(x, у) с использованием при-
нятой линейной или нелинейной модели основания, а также следующего приближе-
ния для коэффициента постели:
k(xt у) = р(х, у)/ w{x, у);	(1.62)
повторение шагов 2) и 3) до достижения сходимости по контрольному параметру
(например, по коэффициенту постели).
Рекомендуется выбирать наиболее неблагоприятные значения параметров
жесткости основания и модели основания для каждого расчета (в частности, рас-
чет сечения верхней арматуры производить при постоянном коэффициенте посте-
ли, а нижней — при переменном).
1.10.6.	Расчет стен подвалов
Расчет стен подвалов производят с учетом нагрузок от наземных конструк-
ций и давления грунта. Давление грунта на стены подвалов определяют с учетом
временной нагрузки на прилегающей к подвалу территории. При отсутствии дан-
ных о временной нагрузке она может быть принята равномерной с интенсивнос-
тью 10 кПа.
70
Расчет стен подвалов производят с использованием модели балочной плиты.
При расчете следует принимать ее защемление на уровне сопряжения с фундаментом
и шарнирные соединения в уровнях опирания перекрытии подвальных этажей.
Значение горизонтального давления грунта а, кПа, на стену подвала на глу-
бине а, м, определяют по формуле:
о = yzAa qka -	(1.63)
где у и с — средневзвешенные в пределах глубины подвала значения удельного ве-
са, кН/м3, и удельного сцепления грунта, кПа, определяемые с учетом группы
предельных состояний и нарушенного сложения грунта; q — равномерная нагруз-
ка на горизонтальной поверхности грунта, кПа; ка — коэффициент, определяе-
мый по формуле:
4 = tg2 (45° - <р/2),	(1.64)
где ср — средневзвешенный в пределах глубины подвала угол внутреннего трения,
град., определяемый с учетом группы предельных состояний и нарушенного сложе-
ния грунта.
Значение о не может быть отрицательным.
1.10.7.	Устройство фундаментов в вытрамбованных котлованах
Перед проведением работ по вытрамбовыванию котлованов отрывают на
проектную глубину по всей площади или отдельными участками общий котлован
под сооружение и проводят разметку мест расположения будущих вытрамбован-
ных котлованов.
При необходимости доувлажнения грунтов до оптимальной влажности про-
изводят заливку с поверхности каждого вытрамбовываемого котлована или через
скважины диаметром 20—30 см и глубиной до 1,2—1,5 м расчетным количеством
воды.
Очередность вытрамбовывания котлованов и схему движения механизма с трам-
бовкой назначают с таким расчетом, чтобы обеспечить бетонирование фундаментов
не позднее чем через 1—2 суток после окончания вытрамбовывания.
При расстояниях в свету между отдельными фундаментами менее 0,8^
(Ьср ~~ размер трамбовки в среднем сечении) котлованы вытрамбовывают через
один фундамент. Вытрамбовывание котлованов под пропущенные фундаменты
производят не менее чем через 3 сут после бетонирования фундаментов в ранее
вытрамбованных котлованах.
Вытрамбовывание котлованов начинают после установки трамбовки в проектное
положение (с допусками, указанными в проекте) и производят путем последователь-
ного сбрасывания трамбовки по направляющей штанге, а при применении сваебойно-
го оборудования — путем забивки трамбовки на заданную глубину.
Высоту сбрасывания трамбовки назначают из условий, чтобы погружение трам-
бовки за один удар не превышало 0,15 глубины котлована, исключалось засасывание
трамбовки, обеспечивалась сохранность стенок котлована и т.п.
Вытрамбовывание котлованов должно производиться сразу на всю глубину. Откло-
нение глубины вытрамбованного котлована от проектной не должно быть более 5 см.
71
Вытрамбовывание котлованов под спаренные фундаменты (у осадочных швов,
под спаренные колонны и т.п.) должно выполняться последовательным чередовани-
ем отдельных этапов трамбования на 0,2—0,4 м глубины каждого котлована.
Смещение центров вытрамбованных котлованов от проектного положения не
должно превышать 0,1 его ширины поверху, а при наличии стакана для установки
колонны — 0,05. При невыполнении этих условий производят соответствующую
подрезку боковых стенок котлована вручную с удалением или доуплотнением
осыпавшегося на дно котлована грунта.
Для создания уширенного основания в дно вытрамбованного котлована втрамбо-
вывают той же трамбовкой жесткий материал (щебень, гравий, крупный песок, жест-
кий бетон и т.п.). Вид материала указывают в проекте и назначают с учетом конст-
рукции фундамента, действующих нагрузок, наличия местных материалов.
Втрамбовывание жесткого материала производят, как правило, сразу после уст-
ройства котлована без изменения положения механизма и направляющей штанги.
Засыпку и втрамбовывание жесткого материала в вытрамбованный котлован произ-
водят отдельными порциями из расчета заполнения котлована на 0,6—1,2 м по высоте.
Втрамбовывание жесткого материала в дно котлована производят путем
сбрасывания трамбовки с высоты 4—8 м. При осыпании грунта со стенок котлова-
на высоту сбрасывания трамбовки снижают до 3—4 м.
При близко расположенных фундаментах втрамбовывание жесткого матери-
ала производят через один фундамент.
При проведении опытных работ определяют следующие параметры:
а)	тип трамбовки, размеры и оптимальную высоту сбрасывания, среднее число
ударов трамбовки заданной массы для вытрамбовывания котлованов необходимой
глубины;
б)	для фундаментов с уширенным основанием из жесткого материала — ко-
личество и объем засыпки жесткого материала, а также необходимое число уда-
ров для втрамбовывания каждой порции засыпки в дно котлована;
в)	для ленточных фундаментов — минимально допустимое расстояние между
соседними котлованами при различной глубине их вытрамбовывания.
Опытные работы по вытрамбовыванию котлованов проводят для каждой раз-
новидности грунтов на площадке с учетом их плотности и влажности и для всех
видов и размеров трамбовок, применяемых при устройстве фундаментов с вы-
трамбовыванием котлованов на глубину, предусмотренную проектом.
Для фундаментов в вытрамбованных котлованах с уширенным основанием
опытные работы производят, как правило, с втрамбовыванием одной, двух и трех
порций жесткого материала.
По результатам опытных работ строят график понижения дна котлована
в зависимости от числа ударов трамбовки.
Для определения минимально допустимых расстояний между котлованами ленточ-
ных фундаментов вытрамбовывают четыре опытных котлована с расстоянием между
ними поверху соответственно bcp, Q,$bcp и 0,5^ и замеряют по маркам вертикальные
й горизонтальные перемещения окружающей поверхности грунта по двум створам.
После проведения опытных работ по оси вытрамбованных котлованов отрывают
шурфы и траншеи на глубину не менее 2Ьср ниже его дна для определения влажности
и плотности уплотненного грунта, формы и размеров уплотненной зоны и уширенно-
го основания из втрамбованного материала, а также для отбора монолитов уплотнен-
ного грунта для определения его прочностных характеристик ср и с.
72
По результатам опытных работ технология производства работ по вытрамбо-
выванию может быть уточнена.
В вытрамбованных котлованах устраивают монолитные фундаменты, бетони-
руемые после установки арматурных каркасов враспор, или устанавливают на вы-
равнивающий слой из цементного раствора толщиной 3—5 см сборные фундамент-
ные блоки. Зазоры между фундаментами и стенками котлованов заполняют плас-
тичным бетоном или цементным раствором. Отклонения верхних поверхностей
фундаментов от проектных отметок не должны превышать + 10 мм.
При строительстве в зимнее время при промерзании грунта на глубину более 30 см
перед началом работ по вытрамбовыванию котлованов производят его оттаивание на
всю толщу мерзлого слоя. Вытрамбовывание производят, как правило, при естествен-
ной влажности грунта без дополнительного увлажнения. Жесткий материал, использу-
емый для создания уширенного основания, должен находиться в талом или сыпучем со-
стоянии. Бетонирование фундаментов выполняют с применением электропрогрева.
Фундаменты в вытрамбованных котлованах подразделяют на: мелкого заложе-
ния при dp / bm< 1,5; удлиненные при dp/ bm > 1,5, где dp — высота фундамента,
а Ьт — ширина фундамента в средней его части (рис. 1.8); столбчатые (при расстоя-
ниях в свету поверху между фундаментами amin > 2Ьт) и ленточные (при amin < 2 bm);
по способу устройства: без уширения основания с плоской или заостренной подош-
вой и с уширением основания.
Рис. 1.8. Фундаменты в вытрамбованных котлованах:
а — фундамент мелкого заложения с плоской подошвой; б — удлиненный фундамент
с уширенным основанием; 1 — фундамент; 2 — втрамбованный жесткий материал;
3 — уплотненная зона
73
Фундаменты в вытрамбованных котлованах применяют на глинистых грунтах,
в том числе просадочных типа I по просадочности, с числом пластичности 1р > 0,03
при плотности сухого грунта с^ < 1,6 г/см3 и при степени влажности Sr <0,75 для
фундаментов мелкого заложения и Sr < 0,65 для удлиненных фундаментов,
При обосновании возможно применение фундаментов в вытрамбованных
котлованах и при других видах грунтов.
Рекомендуется применять следующие виды фундаментов в вытрамбованных
котлованах: столбчатые — для каркасных зданий при вертикальной нагрузке до
3000 кН, при этом при нагрузках свыше 500 кН рекомендуется применять фунда-
менты с уширенным основанием; ленточные и столбчатые — для бескаркасных
зданий при нагрузке до 300 кН/м.
Проект фундаментов в вытрамбованных котлованах должен содержать: разме-
ры, форму и массу трамбовки, высоту ее сбрасывания и число ударов для вытрам-
бовывания на заданную глубину; влажность грунта; объем жесткого материала (бе-
тона, щебня, песчано-гравийной смеси и т.п.); характеристики уплотненных грунтов
и размер уплотненной зоны; минимально допустимые расстояния между котлована-
ми ленточного фундамента.
Минимально допустимые расстояния в свету поверху между отдельными кот-
лованами ленточных фундаментов amin принимают: — при последовательном вы-
трамбовывании котлованов в один этап amin = 0,86WJ; — при вытрамбовывании кот-
лованов и бетонировании фундаментов в два этапа, т.е. через один фундамент,
Расстояние в осях между соседними фундаментами с уширенным основанием
должно быть не менее ЗЬт.
Минимальную глубину вытрамбованных котлованов м, для фундамен-
тов мелкого заложения без уширения основания определяют по формуле:
dPimi„= 1,2А,(1 -pj/pd,s),	(1.64)
где hs — максимальная толщина уплотненного слоя под дном котлована, м; pj
и pj s — среднее значение плотности сухого грунта в пределах уплотненного слоя
соответственно до уплотнения и после уплотнения, т/м3.
Значение pj s, т/м3, определяют по формуле
Pd,s~ ^»^1Р</ + $rPsPw/($rPw+	0*65)
где pd — то же, что и в формуле (1.64); ps — плотность частиц грунта, т/м3; Sr —
степень влажности уплотненного грунта, принимаемая равной 0,9; w — влажность
грунта, доли единицы; pw — плотность воды, равная 1 т/м3.
Для фундаментов с уширенным основанием минимальную глубину вытрамбо-
ванного котлована принимают ^min > 2Ьт.
Толщину уплотненного слоя bs под фундаментами в вытрамбованных котло-
ванах без уширения основания принимают равной 1,5 Ьт\ ширину уплотненной зо-
ны на- глубине (0,15 — 0,25) Ьт — 2 Ьт.
Высоту сбрасывания трамбовок принимают в диапазоне 4—8 м. Число ударов
трамбовки nim для получения заданной глубины определяют по формуле
^im ~ ^р/(1.66)
74
где dp — заданная глубина вытрамбованного котлована (высота фундамента), см;
ijw — коэффициент, учитывающий состояние грунта по влажности; sim — среднее
значение понижения дна котлована за один удар трамбовки, см.
Коэффициент принимают равным: 1 при вытрамбовывании котлованов в грун-
тах с влажностью, близкой к оптимальной и 0,7 — при влажности на 0,03—0,05 менее
оптимальной.
Для трамбовок с плоским основанием величину sim принимают равной 10 см
при площади основания меньше 1 м2, 8 см — при площади основания 1 — 2 м2
и 6 см — при площади основания более 2 м2. Для трамбовок с заостренным ниж-
ним концом sim = 15 см.
Необходимое число ударов трамбовки для трамбования жесткого материала при
создании уширенного основания определяют для каждой порции засыпки высотой d3
по формуле (1.67). При этом приведенные выше значения sim уменьшают в 1,5 раза.
Вытрамбовывание котлованов должно производиться при оптимальной или
близкой к ней влажности грунта.
Значение оптимальной влажности Wq для глинистых грунтов принимают
= wp~ (0,01 — 0,03), где Wp — влажность на границе раскатывания. При природ-
ной влажности грунта w < для получения оптимальной влажности необходимо
произвести замачивание грунта под каждый котлован расчетным количеством воды.
При втрамбовывании жесткого материала в дно котлована трамбовкой с за-
остренным нижним концом создают уширение, имеющее форму шара с радиусом
rhr или эллипсоида вращения с полуосями dpr и г^г.
Форму уширения при втрамбовывании жесткого материала отдельными порци-
ями с высотой засыпки по 0,6 — 1,2 м принимают в виде: шара (d^ - для случаев,
когда ниже дна вытрамбованного котлована залегают пески с pd > 1,6 т/м3 или глини-
стые грунты с pd > 1,6 т/м3 и степенью влажности Sr < 0,7, а также с pd> 1,7 т/м3
и степенью влажности Sr> 0,7; эллипсоида вращения с отношениями полуосей
^г/ гЬг = М при залегании ниже дна котлована песков с pd < 1,6 т/м3 или глинистых
грунтов с Sr< 0,7 при pd < 1,6 т/м3 и Sr> 0,7 при 1,5 < pd< 1,7 т/м3 и dbr/ 1,8 —
для глинистых грунтов с Sr > 0,7 и pd < 1,5 т/м3.
Радиус уширения г^, м, основания определяют по формуле:
rbr ^br ^сг ’
(1.67)
где kfr — коэффициент, учитывающий форму уширения и при расположении цен-
тра уширения на расстоянии 0,5Z>; от основания заостренной части фундамента
(рис. 1.8, б), принимаемый равным: для шара — 0,62; эллипсоида с d^/Грг = 1,4 — 0,55;
эллипсоида с г^= 1,8 — 0,51; V„ — объем втрамбовываемого в дно жестко-
го материала, м3.
Максимальный размер уширения, получаемый при втрамбовывании жесткого ма-
териала, принимают не более удвоенного диаметра нижнего сечения трамбовки.
Площадь уширенного основания из жесткого материала в его наибольшем се-
чении принимают равной площади круга с радиусом rbr.
Радиус уплотненной зоны rs, м, определяют по формуле:
5 = 0,95^ pd>s/ (pitS - pd),	(1.68)
где pd и pd,, — то же, что и в формуле (1.64).
75
Толщину уплотненной зоны ниже уширенной части из втрамбованного мате-
риала определяют по формуле:
^=rs-rhr.	(1.69)
1.10.7.1. Расчет фундаментов в вытрамбованных котлованах
по несущей способности и осадкам основания
Удлиненные фундаменты в вытрамбованных котлованах рассчитывают по не-
сущей способности грунта основания исходя из условия:
F < YcFf/ Yn> в котором расчетную несущую способность грунта основания,
называемую в дальнейшем несущей способностью фундамента Ту, определяют по
положениям настоящего параграфа (см. ниже), коэффициент ус принимают рав-
ным 1, а у„ — равным 1,4 при определении несущей способности расчетом и рав-
ным 1 — по данным испытаний опытных фундаментов статической нагрузкой.
Для удлиненного фундамента в вытрамбованном котловане с уширенным ос-
нованием (рис. 1.8, б) расчетную несущую способность на вертикальную нагрузку
определяют как наименьшее из значений несущей способности: по жесткому мате-
риалу, втрамбованному в дно котлована; по грунту уплотненной зоны; по грунту
природного сложения, подстилающему уплотненную зону.
При этом для просадочного грунта рассматривается состояние его полного
замачивания.
Несущую способность фундамента F^, кН, по жесткому материалу, втрамбо-
ванному в дно котлована, определяют по формуле:
F/1 = Zc Fcr А,	(1.70)
где ус — коэффициент условий работы фундамента, принимаемый равным 1;
Fcr — параметр жесткого материала, принимаемый равным 10 000 кПа для жест-
кого бетона, щебня и гравия и 5000 кПа — для крупного песка; А — площадь
нижнего сечения фундамента, м2.
Несущую способность фундамента F^ кН, по грунту уплотненной зоны опре-
деляют по формуле:
+ Гс2^Е)<	(1-71)
где Rs — расчетное сопротивление, кПа, уплотненного грунта под втрамбованным
в дно котлована жестким материалом, определяемое по табл. 1.27; А^г — площадь
поперечного сечения уширенного основания из жесткого материала в месте его
наибольшего уширения, м2; ит — периметр поперечного сечения фундамента в его
средней части, м; dp — см. рис. 1.8, 6; fw — расчетное сопротивление грунта по
боковой поверхности фундамента, кПа, принимаемое по табл. 1.28; ycj — коэффи-
циент условий работы грунта по боковой поверхности фундамента, принимаемый
равным 0,8; ус^ — коэффициент условий работы, принимаемый равным 0,5; £г — ко-
эффициент, принимаемый равным 0,8; i — уклон боковых стенок фундамента в до-
лях единицы, определяемый как отношение полуразности сторон поперечного сече-
ния в верхней и нижней частях фундамента к высоте фундамента, но не более 0,025;
Е — модуль деформации верхнего слоя грунта, кПа, залегающего в пределах наклон-
76
ной части фундамента (для просадочных грунтов значение Е определяют по результа-
там испытаний грунта природного сложения в водонасыщенном состоянии при изме-
нении давления на грунт от нуля до начального просадочного давления).
При определении показателя текучести в табл. 1.27 и 1.28 значение при-
родной влажности w принимают равным 1,1и^ при w < Wp, w, но не менее 1,1^
при w> Wp, l,2wp при увлажнении грунтов в процессе вытрамбовывания.
Несущую способность фундамента £р, кН, по грунту природного сложения,
подстилающему уплотненную зону, определяют по формуле:
Ffl = Yc [г	(Ycifw + /rfCr'T)],	(1-72)
где y'g — коэффициент условий работы подстилающего неуплотненного грунта,
принимаемый по таблице 1.29;	— площадь поперечного сечения уплотненной
зоны в месте ее наибольшего размера, м2; ус, ус1, ус2, 5г “ т0 же> что и в форму-
лах (1.70) и (1.71); dp, ит, fw, i, £ — то же, что и в формуле (1.71); R — расчетное
сопротивление подстилающего слоя грунта, кПа, определяемое для непросадоч-
ных грунтов по параграфу 1.6, а для просадочных грунтов — по формуле:
R = (Psi — azg + aazS,o)/ а>	(1-73)
где p5i — начальное просадочное давление, кПа; ozg и ozg^ — напряжения от соб-
ственного веса грунта соответственно на кровле подстилающего слоя и на отметке
заложения фундамента, кПа; а — коэффициент, принимаемый по табл. 1.27.
Табл. 1.27
Коэффициент а для прямоугольных фундаментов
Коэффициент а для фундаментов
£	круглых	прямоугольных с соотношением сторон г] = 1/ Ь, равным						ленточных
		1,0	1,4	1,8	2,4	3,2	5	(17 > 10)
1	2	3	4	5	6	7	8	9
0	1,000	1,000	1,000	1,000	1,000	1,000	1,000	1,000
0,4	0,949	0,960	0,972	0,975	0,976	0,977	0,977	0,977
0,8	0,756	0,800	0,848	0,866	0,876	0,879	0,881	0,881
1,2	0,547	0,606	0,682	0,717	0,739	0,749	0,754	0,755
1,6	0,390	0,449	0,532	0,578	0,612	0,629	0,639	0,642
2,0	0,285	0,336	0,414	0,463	0,505	0,530	0,545	0,550
2,4	0,214	0,257	0,325	0,374	0,419	0,449	0,470	0,477
2,8	0,165	0,201	0,260	0,304	0,349	0,383	0,410	0,420
3,2	0,130	0,160	0,210	0,251	0,294	0,329	0,360	0,374
3,6	0,106	0,131	0,173	0,209	0,250	0,285	0,319	0,337
4,0	0,087	0,108	0,145	0,176	0,214	0,248	0,285	0,306
4,4	0,073	0,091	0,123	0,150	0,185	0,218	0,255	0,280
4,8	0,062	0,077	0,105	0,130	0,161	0,192	0,230	0,258
5,2	0,053	0,067	0,091	,0,113	0,141	0,170	0,208	0,239
5,6	0,046	0,058	0,079	0,099	0,124	0,152	0,189	0,223
6,0	0,040	0,051	0,070	0,087	0,110	0,136	0,173	0,208
6,4	0,036	0,045	0,062	0,077	0,099	0,122	0,158	0,196
77
1	2	3	4 ;	5	6	7	8	9
6,8	0,031	0,040	0,055 ,	0,064	0,088	0,110	0,145	0,185
7,2	0,028	0,036	0,049 ;	0,062	0,080	0,100	0,133	0,175
7,6	0,024	0,032	Г 0,044	0,056	0,072	0,091 I	0,123	0,166
8,0	0,022	0,029	0,040	0,051	0,066	0,084 	0,113	0,158
8,4	0,021	0,026	0,037 ।	0,046	0,060	0,077 :	0,105	0,150
8,8	0,019	0,024	0,033 1	0,042	0,055	0,071	0,098 ;	0,143
9,2	0,017	0,022	0,031	0,039	0,051	0,065 ,	0,091 I	0,137
9,6	0,016	0,020	0,028	0,036	0,047	0,060 ।	0,085 |	0,132
10,0	0,015	0,019	0,026 |	0,033	0,043	0,056 !	0,079	0,126
10,4	0,014	г 0,017	0,024 1	0,031	0,040	0,052 :	0,074	0,122
10,8	0,013	0,016	0,022 j	0,029	0,037	0,049 j	0,069	0,117
П,2	0,012	0,015	0,021 ;	0,027	0,035	0,045 :	0,065 |	0,113
11,6	0,011	0,014	0,020	0,025	0,033	0,042	0,061 :	0,109
12,0	0,010	0,013	0,018 ;	0,023	0,031	0,040 j	0,058 j	0,106
Примечания:
1. В таблице обозначено: b — ширина или диаметр фундамента, I — длина фундамента.
2. Для фундаментов, имеющих подошву в форме правильного многоугольника с площадью А,
•значения а принимают как для круглых фундаментов радиусом г= у/А/тт.
3. Для промежуточных значений £ и г? коэффициенты а определяют интерполяцией.
Для удлиненных фундаментов без уширения несущую способность определяют
по грунту уплотненной зоны — по формуле (1.71), в которую вместо Ahr следует
подставлять площадь сечения котлована понизу; по грунту природного сложения,
подстилающему уплотненную зону — по формуле (1.73), в которой — площадь
проекции уплотненной зоны, определяемая с учетом правила, в соответствии с ко-
торым толщину уплотненного слоя bs под фундаментами в вытрамбованных котло-
ванах без уширения основания принимают равной 1,5 Ьт; ширину уплотненной зоны
на глубине (0,15 — 0,25) Ьт - 2 Ьт.
Несущую способность грунтов основания фундаментов в вытрамбованных
котлованах с уширенным основанием на горизонтальные нагрузки и моменты
кН, определяют по формуле:

(1.74)
где уп — коэффициент условий работы, принимаемый равным 0,8; fh — горизон-
тальная составляющая реактивного отпора грунта, кПа, определяемая по форму-
ле (1.75); Ьт — то же, что и в п. 1.10.7; dp — то же, что и в формуле (1.71).
Горизонтальную составляющую реактивного отпора грунта Д, кПа, по уп-
лотненным боковым стенкам вытрамбованных котлованов для монолитных фунда-
ментов, бетонируемых враспор, принимают равной:
fb = “ + b О„,
(1-75)
где а и b — коэффициенты, соответственно равные: а = 60 кПа; b = 0,4; от — сред-
нее вертикальное напряжение в сечении фундамента на глубине 0,5 dp, кПа.
78
Табл. 1.28
Расчетные сопротивления уплотненных грунтов
при втрамбовывании в дно котлована жесткого материала
Глубина от поверхности до низа уширенного основания, м	Расчетные сопротивления уплотненных грунтов при втрамбовывании в дно котлована жесткого материала Rs, кПа, при показателе текучести 1^, равном						
	0	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6
2	6500	2900	2000	1400	900	700	500
3	7500	4000	3000	2000	1200	1100	600
		4	8300	5100	3800	2500	1600	1250	700
5	8800	6200	4000	2800	2000	1300	800
6	9250	6550	4150	3050	2100	1350	825
Табл. 1.29
Расчетные сопротивления грунтов по боковой поверхности фундамента
Средняя глубина Расчетные сопротивления грунтов по боковой поверхности
расположения	фундамента fw, кПа, при показателе текучести 1^, равном
слоя грунта, м	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,8	1,0
1	35	23	15	12	8	4	2
2	42	30	21	17	12	5	4
3	48	34	25	20	14	7	5
4	52	38	27	22	16	8	5
5	56	40	29	24	17	8	6
6	58	42	31	25	18	8	6 _ _
Табл. 1.30
Коэффициент условий работы / для вытрамбованных фундаментов
Глубина трамбования dp, м	2	2,5	3	3,5	|
Коэффициент условий работы у „ ь	1	1,2	1,4	1.6	j
При расчете оснований фундаментов в вытрамбованных котлованах по деформа-
циям за расчетное сопротивление грунта основания принимают минимальное из
значений:
R\, определяемого с использованием прочностных характеристик и уплот-
ненных грунтов в водонасыщенном состоянии;
Я2, определяемого исходя из давления на подстилающий уплотненную
грунт природного сложения.
При этом максимальная величина расчетного сопротивления грунта основа
ния фундамента в вытрамбованном котловане R^) не должна превышать предель-
ного значения, устанавливаемого в зависимости от ширины фундамента Ь,п на глу-
бине 0,5^, и равного: 0,5 МПа при Ьт < 0,8 м; 0,6 МПа при Ьт < 1,4 м; для проме-
жуточных значений Ьт предельное значение Яц2) определяют интерполяцией.
Осадки столбчатых и ленточных фундаментов в вытрамбованных котлованах
без уширения определяют по схеме двухслойного основания, состоящего из уп-
лотненного слоя грунта толщиной hs= 1,5Z»W и подстилающего грунта с использо-
79
ванием соответствующих значений модуля деформации. При этом для просадочных
грунтов используют модуль деформации грунта в водонасыщенном состоянии, кото-
рый для подстилающего слоя принимают в интервале изменения давления от нуля
до начального просадочного давления Д./.
Расчет осадок ленточных фундаментов производят с учетом взаимного влия-
ния двух соседних фундаментов (по одному с каждой стороны).
Осадки фундаментов в вытрамбованных котлованах с уширенным основанием
определяют без учета сжатия жесткого материала, втрамбованного в дно котлована.
Размеры фундамента принимают равными размерам поперечного сечения уширенно-
го основания из жесткого материала в месте его наибольшего уширения. Глубину за-
ложения фундамента принимают на отметке низа уширенной части.
Несущая способность фундаментов в вытрамбованных котлованах может быть оп-
ределена по результатам полевых испытаний вертикальными статическими нагрузками.
За несущую способность фундамента Ту принимают нагрузку, при которой осадка
испытываемого фундамента Л, мм, достигает значения, определяемого по формуле:
Л=£5Ы,	(1.76)
где Su — предельная средняя осадка фундамента проектируемого сооружения, мм;
£ — коэффициент перехода от предельной средней осадки фундамента проектиру-
емого сооружения к осадке опытного фундамента.
Значение £ принимают равным: для фундаментов без уширенных оснований при
их ширине в среднем сечении Ь1П < 1,2 м £ = 0,2, а при Ьт > 1,2 м £ = 0,3; для фунда-
ментов с уширенным основанием £ = 0,3; для фрагментов ленточных фундаментов,
состоящих не менее чем из трех фундаментов, £= 0,3; для отдельных фундаментов,
входящих в состав ленточных фундаментов, £= 0,2.
1.11. Прочие конструктивные указания к устройству
фундаментов
При проектировании бетонных и железобетонных конструкций фундаментов
следует выполнять конструктивные нормативные требования16.
Размеры сечений элементов железобетонных конструкций должны прини-
маться такими, чтобы соблюдались требования в части расположения арматуры
в сечении (толщина защитных слоев бетона, расстояния между стержнями и т.п.)
!•:	еровки арматуры.
Минимальная толщина сборных фундаментов должна определяться из усло-
l 1 е обеспечения требуемой толщины защитного слоя бетона и условий располо-
жения арматуры по толщине плиты.
Защитный слой бетона для рабочей арматуры должен обеспечивать совместную
работу арматуры с бетоном на всех стадиях работы конструкции, а также защиту ар-
матуры от внешних атмосферных, температурных и тому подобных воздействий.
Для продольной рабочей арматуры толщина защитного слоя должна быть, как пра-
вило, не менее диаметра стержня и не менее: 30 мм — для фундаментных балок и сбор-
16 СНиП 52-01.
80
ных фундаментов; 35 мм — для монолитных фундаментов при наличии бетонной подго-
товки; 70 мм — для монолитных фундаментов при отсутствии бетонной подготовки.
Под монолитными фундаментами независимо от подстилающих грунтов (кроме
скальных) рекомендуется предусматривать устройство бетонной подготовки толщи-
ной 100 мм. Допускается применение щебеночной или песчаной подготовки с це-
ментной стяжкой. Толщину защитного слоя бетона для рабочей арматуры подошвы
фундаментов при этом принимают не менее 35 мм.
При обосновании допускается бетонирование фундаментов без подготовки.
При этом толщину защитного слоя принимают не менее 70 мм. При сборных фунда-
ментах устраивают подготовку из песка или цементного раствора.
1.11.1. Естественные основания
При устройстве фундаментов в котлованах размеры последних в плане долж-
ны назначаться по проектным габаритам сооружения с учетом конструкции ог-
раждения и крепления стен котлована, способов водоотлива и возведения фунда-
ментов или подземных сооружений.
В рабочих чертежах котлована должны быть данные о расположении в его пре-
делах наземных или подземных сооружений и коммуникаций, указаны горизонты
подземных, меженных и высоких вод, а также рабочий горизонт воды.
До начала разработки котлована должны быть выполнены разбивка котлована;
планировка территории и отвод поверхностных и подземных вод; перенос при необ-
ходимости наземных и подземных коммуникаций или сооружений; ограждение кот-
лована (в необходимых случаях).
Перенос (переустройство) действующих подземных коммуникаций и разработ-
ка грунта в местах их расположения допускаются лишь при наличии письменного
разрешения организации, ответственной за эксплуатацию коммуникаций.
В процессе устройства котлованов, фундаментов и подземных сооружений
должен быть установлен постоянный надзор за состоянием грунта, ограждений
и креплений котлована, фильтрацией воды.
При разработке котлованов непосредственно около фундаментов существую-
щих сооружений, а также действующих подземных коммуникаций необходимо
принять меры против возможных деформаций и нарушений устойчивости откосов
котлованов и существующих сооружений и коммуникаций.
Мероприятия, обеспечивающие сохранность существующих сооружений и ком-
муникаций, должны быть разработаны в проекте и согласованы с эксплуатирующи-
ми организациями.
Котлованы следует разрабатывать, как правило, участками, не превышающи-
ми 1000 м2 в летних условиях и 300 м2 — в зимних.
Ограждения и крепления котлованов должны выполняться таким образом, чтобы
они не препятствовали производству последующих работ по устройству конструкций.
Крепления неглубоких котлованов должны быть, как правило, инвентарными, а после-
довательность их разборки должна обеспечить устойчивость стенок котлованов до
окончания работ по устройству фундаментных и других конструкций.
При разработке котлована в водонасыщенных грунтах следует предусматривать
меры, исключающие оплывание откосов, суффозию и выпор грунта основания.
В случае если основание сложено водонасыщенными мелкими и пылеватыми
песками или глинистыми грунтами текучепластичной и текучей консистенции,
81
должны быть приняты меры по их защите от возможных нарушений при движении
землеройных и транспортных машин, а также разжижения вследствие динамичес-
ких воздействий.
Недобор грунта на дне котлована устанавливают в проекте и уточняют в про-
цессе работы. Изменение проектного недобора грунта должно быть согласовано
с проектной организацией.
Случайные переборы грунта в котловане должны быть восстановлены мест-
ным или песчаным грунтом с тщательным уплотнением. Вид грунта заполнения
и степень уплотнения необходимо согласовать с проектной организацией. Запол-
нение перебора глубиной не более 50 см глинистым грунтом разрешается при его
показателе текучести менее 0,5.
Основания, нарушенные при производстве работ в результате промерзания,
затопления, перебора грунта и т.д., должны быть восстановлены способом, согла-
сованным с проектной организацией.
Разработка грунта в котлованах или траншеях при переменной глубине заложе-
ния фундаментов должна вестись уступами. Отношение высоты уступа к его длине
устанавливают проектом, но должно быть не менее 1:2 — при связных грунтах, 1:3 —
при несвязных грунтах. Грунт должен разрабатываться способами, обеспечивающими
сохранение структуры грунта в уступах основания.
Грунты в основании, не соответствующие в природном залегании требуемой
проектом плотности и водонепроницаемости, следует доуплотнять с помощью уп-
лотняющих средств (катков, тяжелых трамбовок и др.).
Степень уплотнения, выражаемая плотностью сухого грунта, должна быть
задана в проекте и должна обеспечивать повышение прочностных свойств грунта,
уменьшение его деформируемости и водопроницаемости.
Возведение фундаментов на основаниях из насыпных грунтов допускается
в случаях, предусмотренных проектом, после подготовки основания с учетом со-
става и состояния грунтов и в соответствии с принятым решением по способу их
отсыпки и уплотнения.
Использование в качестве оснований насыпей из шлака и других негрунто-
вых материалов допускается при наличии специальных указаний, разработанных
в проекте и предусматривающих порядок производства и технологию работ и кон-
троль их качества.
Методы устройства насыпей, подушек, обратных засыпок, а также уплотне-
ния грунта устанавливают в проекте и уточняют в проекте производства работ
в зависимости от требуемых плотности и состояния грунтов, объема работ, имею-
щихся средств механизации, сроков производства работ и др.
Засыпка пазух грунтом и его уплотнение должны выполняться с обеспечением со-
хранности гидроизоляции фундаментов, стен подвалов и подземных сооружений, а так-
же расположенных рядом подземных коммуникаций (кабелей, трубопроводов и др.).
Работы по засыпке пазух следует производить сразу после устройства перекры-
тий над подвалами и подземными сооружениями; не допускается оставлять откры-
тыми пазухи длительное время.
Засыпку пазух рекомендуется доводить до отметок, гарантирующих надежный от-
вод поверхностных вод. В зимних условиях грунт для засыпки пазух должен быть талым.
Устройство фундаментных и подземных конструкций следует производить
немедленно после приемки основания комиссией и подписания акта, разрешающе-
го приступить к устройству конструкций.
82
Перерыв между окончанием разработки котлована и устройством фундаментов
или подземных сооружений, как правило, не допускается. При вынужденных пере-
рывах должны быть приняты меры к сохранению природных структуры и свойств
грунтов, а также против обводнения котлована поверхностными водами и промора-
живания грунтов.
Сохранение природной структуры и свойств грунтов в основании включает за-
щиту котлована от попадания поверхностных вод; — ограждение котлована и грун-
тов основания водонепроницаемой стенкой («стена в грунте», ограждение из шпун-
та, буросекущихся свай и т.п.); снятие гидростатического давления путем глубинно-
го водоотлива из подстилающих слоев, содержащих воду; исключение притока воды
в котлован через дно; исключение динамических воздействий во время откопки кот-
лованов землеройными машинами с помощью защитного слоя грунта недобора; за-
щиту грунта основания от промерзания.
При поступлении в котлован в процессе производства работ воды необходи-
мо обеспечить водоотвод во избежание затопления свежего слоя бетона или рас-
твора до приобретения ими прочности не менее 30 °/о проектной.
При сильном притоке воды, удаление которой может вызвать вымывание рас-
твора и наплыв грунта в котлован, необходимо устраивать тампонажную подушку из
бетона, укладываемого подводным способом. Толщину подушки назначают по про-
екту производства работ, но не менее 1 м при напоре воды до 3 м.
Поверхность основания, сложенного глинистыми грунтами, должна быть вы-
ровнена подсыпкой из песка (кроме пылеватого) толщиной 5—10 см. Поверхность
песчаного основания планируют без подсыпки. Краны и другие механизмы долж-
ны располагаться за пределами подготовленных участков основания.
При возведении монолитных фундаментов, как правило, устраивают подготов-
ку из уплотненного слоя щебня или тощего бетона, обеспечивающую надежную ус-
тановку арматуры и не допускающую утечки раствора из бетонной смеси бетонируе-
мого фундамента. Если основание сложено глинистыми грунтами с показателем те-
кучести более 0,5 или водонасыщенными песками, уплотнение следует выполнять
легкими катками или трамбовками.
При переменной глубине заложения фундамента его возведение начинают
с нижних отметок основания. Затем подготавливают вышерасположенные участки
и укладывают блоки фундамента на основание с предварительным уплотнением
засыпки пазух нижележащих участков или блоков.
При приемке подготовленного основания до начала работ по устройству
фундаментов должно быть установлено соответствие расположения, размеров,
отметок дна котлована, фактического напластования и свойств грунтов указан-
ным в проекте, а также возможность заложения фундаментов на проектной или
измененной отметке.
Проверка отсутствия нарушений природных свойств грунтов основания или
качества их уплотнения -в соответствии с проектными данными должна при необ-
ходимости сопровождаться отбором образцов для лабораторных испытаний, зон-
дированием, пенетрацией и др.
При больших отклонениях от проектных данных должно быть выполнено,
кроме того, испытание грунтов штампами и принято решение о необходимости из-
менений проекта.
Проверку однородности и достаточности выполненного уплотнения грунтов
в естественном залегании или грунтовых подушек следует осуществлять полевыми
83
методами (зондированием, радиоизотопными методами и пр.) и выборочным опре-
делением плотности сухого грунта по отобранным образцам из каждого уплот-
ненного слоя грунта.
В случае если установлено значительное расхождение между фактическими
и проектными характеристиками грунта основания, необходимость пересмотра про-
екта и решение о проведении дальнейших работ должны приниматься при участии
представителя проектной организации и заказчика.
При возведении фундаментов и подземных сооружений необходимо контроли-
ровать глубину их заложения, размеры и расположение в плане, устройство отвер-
стий и ниш, выполнение гидроизоляции и качество примененных материалов и кон-
струкций. На устройство (подготовку) основания и гидроизоляции должны быть со-
ставлены акты освидетельствования скрытых работ.
Контроль должен включать проверку: соблюдения необходимых недоборов
грунта, недопущения переборов и нарушения структуры грунта основания; недо-
пущения нарушения структуры грунта при срезке недоборов, подготовке основа-
ний и укладке конструкций; предохранения грунтов оснований от подтапливания
подземными и поверхностными водами с размягчением и размывом верхних слоев
основания; соответствия характеристик вскрытых грунтов основания предусмот-
ренным в проекте; достижения достаточного и однородного уплотнения грунто-
вых подушек, а также обратных засыпок и подготовок под полы; достаточности
примененных мер по защите грунтов основания от промерзания; соответствия
фактической глубины заложения и размеров конструкций и качества применен-
ных материалов предусмотренным в проектах.
1.11.2. Уплотнение грунтов
Для уплотнения грунтов основания в зависимости от их физико-механичес-
ких характеристик применяют следующие способы: поверхностное уплотнение;
грунтовыми сваями; предварительным замачиванием; глубинным вибрированием;
временной пригрузкой с вертикальными дренами; вакуумированием.
Проектные решения по уплотнению грунтов должны содержать:
а) исходные и требуемые значения показателей (плотность сухого грунта, от-
метки понижения уплотняемой поверхности и др.), подлежащих проверке в составе
операционного и приемочного контроля, а также перечень технологических параме-
тров и показателей, подлежащих уточнению в ходе опытного уплотнения;
6К при поверхностном уплотнении грунтов естественного залегания трамбовка-
ми и грунтоуплотняющими машинами — план и размеры котлована с размерами уп-
лотняемой площадки и контурами фундаментов; указания о необходимой глубине уп-
лотнения и оптимальной влажности грунта, выборе типа грунтоуплотняющего меха-
низма, о необходимом числе ударов трамбовками или числе проходов уплотняющей
машины по одному следу, величине понижения уплотняемой поверхности;
в)	при уплотнении грунтовыми сваями — план размещения свай с указанием их
диаметра и глубины, требования к влажности уплотняемых грунтов, характеристику
применяемого оборудования, общее количество грунта и отдельных порций, засыпа-
емых в скважины, а также высоту разрыхленного верхнего (буферного) слоя грунта
и способ его уплотнения;
г)	при уплотнении предварительным замачиванием и замачиванием с глубинными
взрывами просадочных грунтов — план разбивки уплотняемой площадки на отдельные
84
участки (карты) с указанием их глубины и очередности замачивания, указания о распо-
ложении и конструкции поверхностных и глубинных марок, схему сети водовода, дан-
ные о среднее) точном расходе воды на 1 м2 уплотняемой площадки, времени замачива-
ния каждого котлована или участка (карты) и условной стабилизации просадки,
а в случае замачивания через скважины, дополнительно — план расположения скважин
с указанием их глубины, диаметра, способа проходки и вида дренирующего материала
для засыпки, способы уплотнения верхнего недоуплотненного (буферного) слоя грунта.
При уплотнении просадочных грунтов замачиванием и глубинными взрывами дополни-
тельно должна быть приведена технология взрывных работ с указанием противосейс-
мических мероприятий и техники безопасности производства взрывных работ;
д)	при глубинном виброуплотнении — план площадки с указанием глубины
уплотнения, схему уплотнения и режим работы виброустановки, расчетное значе-
ние показателя уплотнения грунта, допустимое расстояние от работающей уста-
новки до существующих сооружений и коммуникаций;
е)	при предпостроечном уплотнении слабых водонасыщенных грунтов временной
пригрузкой с вертикальными дренами — данные об объемах уплотняемых массивов,
план участка с указанием его контура, значения временной нагрузки от нагрузочной
насыпи и ее форму и размеры, план расположения вертикальных дрен с указанием их
размера и расстояния между осями (шага), план расположения поверхностных и глу-
бинных марок, расчетные значения конечной осадки основания от временной нагру-
зочной насыпи и упругого подъема после снятия нагрузки, схему производства работ
по погружению дрен, устройству и снятию нагрузочной насыпи с указанием применя-
емого оборудования, режим нагружения и снятия временной нагрузки.
В ходе опытного уплотнения должны быть установлены следующие технологиче-
ские параметры, обеспечивающие получение требуемых проектом значений плотнос-
ти уплотненного грунта: толщина слоев отсыпки, оптимальная влажность, число про-
ходов уплотняющих машин или ударов трамбовки и другие параметры, указанные
в проекте. К показателям, подлежащим операционному контролю в ходе работ, отно-
сятся: понижение отметки уплотняемой поверхности, осадки марок и др.
До начала работ по уплотнению необходимо уточнить природную влажность
и плотность сухого грунта на глубину, определяемую проектом по стандартным
методикам17.
Если природная влажность грунта окажется ниже оптимальной на 5 % и более,
необходимо произвести его доувлажнение расчетным количеством воды.
Поверхностное уплотнение грунтов трамбованием следует выполнять с со-
блюдением следующих требований:
а)	при различной глубине заложения фундаментов уплотнение грунта следу-
ет производить с более высоких отметок;
б)	по окончании поверхностного уплотнения верхний недоуплотненный слой
грунта необходимо доуплотнить по указанию проекта;
в)	уплотнение грунта трамбованием в зимнее время допускается при немерз-
лом состоянии грунта и естественной влажности. Необходимую глубину уплотне-
ния при влажности грунта ниже оптимальной достигают увеличением массы, диа-
метра или высоты сбрасывания трамбовки;
г)	контрольное определение отказа производят двумя ударами трамбовки при
сбрасывании ее с высоты, принятой при производстве работ, но не менее 6 м. Уп-
17 ГОСТ 5180, ГОСТ 19912, ГОСТ 23061 и др.
85
лотнение признают удовлетворительным, если понижение уплотняемой поверхнос-
ти под действием двух ударов не превышает значения, установленного при опытном
уплотнении.
Глубинное уплотнение грунтовыми сваями следует выполнять с соблюдением
следующих требований:
а)	пробивка скважин станками ударно-канатного бурения должна произво-
диться с поверхности дна котлована при природной влажности грунта;
б)	расширение скважин с помощью взрыва допускается при природной влажно-
сти грунта,-равной или большей влажности на пределе раскатывания, а при меньшей
влажности грунт должен быть доувлажнен;
в)	скважины надлежит устраивать через одну, а пропущенные — только по-
сле засыпки и уплотнения ранее пройденных;
г)	перед засыпкой каждой скважины, полученной взрывом, должны произ-
водиться замеры ее глубины; при образовании в скважине завала высотой до двух
ее диаметров он должен быть уплотнен 20 ударами трамбующего снаряда с удель-
ной энергией удара 250—350 кДж/м2; при образовании завала более двух диамет-
ров необходимо устраивать новую скважину;
д)	скважины заполняют грунтом порциями, каждую из которых уплотняют;
в качестве грунтового материала используют суглинки и супеси (без включений рас-
тительных остатков и строительного мусора), имеющие оптимальную влажность;
объем грунта в порции назначают из расчета получения столба рыхлого грунта
в скважине высотой не более двух ее диаметров, но не более 0,2 м3;
е)	засыпку скважин при отрицательной температуре воздуха необходимо
производить только немерзлым грунтом.
Уплотнение грунтов предварительным замачиванием следует выполнять с со-
блюдением следующих требований:
а)	замачивание необходимо выполнять путем затопления котлована водой с под-
держанием слоя воды 0,3—0,5 м и продолжать до тех пор, пока не будут достигнуты
промачивание до проектной влажности всей толщи просадочных грунтов и условная
стабилизация просадки, за которую принимается просадка менее 1 см в неделю;
б)	в процессе предварительного замачивания необходимо вести систематические
наблюдения за осадкой поверхностных и глубинных марок, а также расходом воды;
нивелирование марок необходимо производить не реже одного раза в 5—7 дней;
в)	фактическую глубину замачивания следует устанавливать по результатам оп-
ределения влажности грунта через 1 м по глубине на всю просадочную толщу;
г)	при отрицательных температурах воздуха предварительное замачивание
следует производить с сохранением дна затопляемого котлована в немерзлом со-
стоянии и подачей воды под лед.
Уплотнение просадочных грунтов замачиванием и энергией взрыва следует
выполнять с соблюдением следующих требований:
а)	замачивание необходимо выполнять через дно котлована, дренажные, взрыв-
ные или совмещенные скважины, заполненные дренирующим материалом, и продол-
жать до промачивания всей просадочной толщи до проектной влажности;
б)	по окончании замачивания и после производства взрывных работ следует про-
водить наблюдения за осадкой поверхностных и глубинных марок. Нивелирование по-
сле взрыва зарядов ВВ надлежит производить до условной стабилизации просадок;
в)	глубину котлована или распределительных траншей, отрываемых за счет
срезки грунта, следует назначать из условия сохранения слоя воды при замачива-
86
нии 0,3—0,5 м. В зимнее время уровень воды в котловане и траншеях следует под-
держивать на одной отметке;
г)	в необходимых случаях, когда уплотнение грунта производят на больших пло-
щадях, допускается предусматривать устройство песчано-гравийных подушек, позволя-
ющих ускорить начало строительно-монтажных работ на уплотненном участке;
д)	разрыв между окончанием замачивания и взрывами зарядов ВВ, в зависи-
мости от размеров площадки, должен составлять не более 3—8 ч.
После предварительного замачивания оснований и замачивания с глубинны-
ми взрывами зарядов ВВ следует производить уплотнение верхнего слоя грунта.
Виброуплотнение водонасыщенных песков следует выполнять с соблюдением
следующих требований:
а)	точки погружения уплотнителя должны быть размещены по треугольной
сетке со сторонами до 3 м для крупного и средней крупности песков и до 2 м — для
мелкого песка;
б)	уровень подземных вод должен быть не ниже чем 0,5 м от дна котлована;
в)	полный цикл уплотнения на глубину до 6 м в одной точке должен продол-
жаться не менее 15 мин и состоять из 4—5 чередующихся погружений и подъемов
уплотнителя; при большей глубине продолжительность цикла должна быть установ-
лена проектом.
Предпостроечное уплотнение водонасыщенных грунтов временной нагрузкой
с вертикальными дренами следует выполнять с соблюдением следующих требований:
а)	песчаный дренирующий слой должен быть толщиной 0,4—0,5 м;
б)	толщина слоев временной нагрузочной насыпи не должна превышать 1—1,5 м;
в)	после устройства нагрузочной насыпи следует производить наблюдения за
осадками поверхностных марок. Перед снятием временной насыпи составляют
акт, где приводят проектные и фактические значения конечных осадок поверхно-
стных марок.
1.11.3.	Грунтовые насыпи и подушки
Устройство грунтовых насыпей и подушек должно включать последователь-
ное выполнение следующих подготовительных работ:
а)	общую планировку застраиваемой территории, котлованов и их отдель-
ных участков;
б)	подготовку поверхности для отсыпки грунтов;
в)	выполнение лабораторных исследований по грунтам, предназначенным
для отсыпки;
г)	подготовку грунтов к отсыпке и уплотнению;
д)	разработку (выбор) технологических схем или проектов производства работ;
е)	выбор и подготовку оборудования для уплотнения грунтов;
ж)	выполнение опытных работ по уплотнению грунтов.
В целях исключения переувлажнения грунтов оснований и грунтов, отсыпае-
мых в насыпь или подушку, планировка застраиваемой территории должна выпол-
няться с обеспечением стока поверхностных вод.
В процессе работы по отсыпке грунта планировку территории соответствую-
щим образом корректируют с учетом изложенных выше рекомендаций.
Б комплекс работ по подготовке поверхности к отсыпке грунтов входят уда-
ление переувлажненного грунта, комьев мерзлого грунта и т.п.; планировка от-
87
дельно отсыпаемых участков; доувлажнение грунта до влажности, близкой к оп-
тимальной.
Лабораторные исследования по грунтам, предназначенным для отсыпки, вклю-
чают определение плотности, влажности, гранулометрического состава песков, со-
держания органических веществ.
При наличии достаточных данных, полученных при инженерно-геологичес-
ких изысканиях, дополнительные исследования могут не проводиться.
Основными характеристиками уплотненных грунтов являются: заданная плот-
ность уплотненного грунта в сухом состоянии, максимальная плотность уплотнен-
ного грунта в сухом состоянии, получаемая при стандартном уплотнении, и опти-
мальная влажность, при которой достигается максимальная и заданная плотность
уплотненного грунта18.
Для возведения насыпей и грунтовых подушек следует использовать местные
грунты (крупнообломочные, пески, глинистые) и отходы промышленных произ-
водств (шлаки и др.).
При влажности грунтов ниже оптимальной до их отсыпки или уплотнения
грунты необходимо доувлажнять.
Доувлажнение грунтов следует выполнять в теплое время года непосредст-
венно в карьерах или резервах до их разработки.
При использовании для отсыпки грунтов, получаемых при срезке, отрывке кот-
лованов на соседних территориях и т.п., доувлажнение грунтов производят на месте
укладки в процессе их отсыпки и уплотнения.
В ходе опытного уплотнения уточняют заданные технологические параметры
уплотнения: толщину уплотненного слоя грунта; количество ударов трамбовки или
проходов механизмов, необходимых для уплотнения до отказа; понижение поверх-
ности отсыпки при уплотнении грунтов до отказа трамбованием, укаткой, вибраци-
ей; оптимальную влажность уплотненных грунтов.
Уплотнением грунта до отказа называют состояние, при котором достигает-
ся такая его наибольшая плотность и глубина уплотнения, в результате чего при
последующем уплотнении понижение поверхности от каждого удара (прохода ме-
ханизма) становится постоянным.
При необходимости производства работ в зимнее время следует: отсыпать в грун-
товые подушки только маловлажные крупнообломочные, песчаные, а также глинистые
грунты с влажностью не выше оптимальной; выполнять работы по отсыпке, разравни-
ванию и уплотнению грунтов без перерыва для исключения их смерзания.
Содержание мерзлых комьев в грунте не должно превышать при уплотнении
его укаткой и трамбованием соответственно 20 и 30 %.
При выполнении отсыпки из глинистых грунтов необходимо исключать попа-
дание в отсыпаемые грунты снега и льда.
В процессе устройства грунтовых насыпей и подушек выполняют: входной
контроль за видом и качеством отсыпаемого грунта; операционный контроль за
качеством планировки застраиваемой территории и подготовки поверхности осно-
вания, качеством подготовки грунта, толщиной отсыпаемых слоев грунта и техно-
логией их уплотнения; приемочный контроль, включающий определение плотнос-
ти уплотненного грунта в каждом слое, или значений отказов при контрольном
уплотнении.
18 В соответствии с ГОСТ 22733.
88
1.11.4.	Намывные основания
Проектирование намыва грунта на территории, отведенной под застройку, долж-
но производиться в соответствии с утвержденными в установленном порядке генераль-
ным планом города, проектом детальной планировки или проектами застройки.
В проекте должна предусматриваться очередность намыва грунта, увязанная
с этапами застройки.
При определении очередности намыва территорий следует учитывать также
продолжительность подготовки территории под намыв, технологическую схему
намыва, время на консолидацию грунтов и др.
При разработке проекта намыва грунта должны учитываться природные и ин-
женерно-геологические условия территории намыва и карьера, инженерная подготов-
ка территории (снятие плодородного слоя почвы, выторфовывание, осушение).
В проекте организации строительства должны быть решены вопросы механи-
зации производства работ, разбивки территории в связи с очередностью намыва,
сроки строительства и т.д.
В проекте должны быть предусмотрены мероприятия по защите существую-
щих сооружений от подтопления и другие мероприятия, обеспечивающие их нор-
мальную эксплуатацию. Допустимое приближение намыва к существующим соору-
жениям следует определять расчетом с учетом результатов инженерно-геологиче-
ских изысканий.
Намытые территории должны быть защищены от затопления и подтопления
паводковыми водами. За расчетный горизонт паводковых вод принимают отметку
наивысшего уровня, повторяющегося один раз в 100 лет.
Намыв территорий ниже расчетного горизонта паводковых вод допускается
при устройстве защитной дамбы.
При выборе карьера для намыва грунта следует учитывать: расстояние от карье-
ра до площадки намыва; глубину залегания разрабатываемого грунта; обводненность
или возможность обводнения забоя; гранулометрический состав грунтов и трудность
их разработки.
При проектировании инженерной подготовки территории под намыв необхо-
димо предусматривать снятие плодородного слоя почвы и выторфовывание с по-
следующим использованием почвы и торфа для рекультивации земель.
При невозможности удаления подстилающих слоев торфа на затопленных
участках толщиной более 3 м необходимо устройство вертикальных дрен для их
стабилизации.
Объем намываемого грунта следует определять исходя из проектных разме-
ров площади намыва, а также с учетом потерь грунта в процессе намыва и осадки
грунтов под давлением намытой толщи.
Работам по намыву грунта должна предшествовать подготовка территории,
включающая выкорчевку деревьев и кустов, уборку бытового и строительного му-
i ора, снятие плодородного слоя почвы, выторфовывание и т.д.
При приемке территории перед намывом грунта составляют акты на выпол-
ненные подготовительные работы.
Готовность карьера к разработке грунта (удаление вскрышных пород) долж-
ки быть оформлена актом освидетельствования скрытых работ.
Способ разработки землесосными снарядами грунта в карьере определяется
мощностью разрабатываемой толщи и ее геологическим строением.
89
При разработке карьеров должны обеспечиваться требуемая интенсивность
и непрерывность процесса работы.
При выборе технологической схемы необходимо учитывать, что требуемая
плотность укладки намываемого грунта зависит в основном от удельного расхода
воды, интенсивности намыва и способа, которым осуществляется намыв (безэста-
кадный, низкоопорный, послойно-грунтоопорный).
При необходимости производства работ в зимнее время в проекте производства
работ по намыву необходимо разрабатывать специальный раздел по выполнению ра-
бот в этот период. Контроль качества намыва должен включать проверку температу-
ры гидросмеси, поступающей на карту намыва, отсутствия льда и комьев мерзлого
грунта в намытом грунте.
При приемке территории после окончания намыва грунта проверяют геодезиче-
ские высотные отметки намыва, соответствие его проекту в плановом размещении;
соответствие физико-механических характеристик намытых грунтов предусмотрен-
ным в проекте по результатам исследования отобранных образцов грунта из сква-
жин и шурфов, выполненных по сетке 40—50 м; наличие актов на скрытые работы
и актов по заделке водосбросных устройств.
1.11.5.	Строительное водопонижение и гидроизоляция
До начала работ по водопонижению необходимо обследовать техническое
состояние сооружений, находящихся в зоне влияния работ, а в период произ-
водства работ — осуществлять мониторинг поведения указанных сооружений.
Необходимо также уточнить расположение существующих подземных комму-
никаций.
При проведении водопонизительных работ следует предусматривать меры по
предотвращению разуплотнения грунтов, а также нарушению устойчивости отко-
сов котлована и оснований расположенных рядом сооружений.
При применении водоотлива из котлованов и траншей фильтрующие откосы
и дно, при необходимости, следует пригружать слоем песчано-гравийного матери-
ала, толщина которого назначается в проекте. Вместимость зумпфов должна быть
не менее пятиминутного притока воды к ним.
Бурение водопонизительных скважин и последующую установку в них филь-
тров выполняют с соблюдением следующих требований:
а)	низ обсадной трубы при бурении скважин ударно-канатным способом дол-
жен опережать уровень разрабатываемого забоя не менее чем на 0,5 м, а подъем бу-
ровой желонки должен производиться со скоростью, исключающей подсасывание
грунта через нижний конец обсадной трубы; при бурении в грунтах, в которых воз-
можно образование пробок, в полости обсадной трубы необходимо поддерживать
уровень воды, превышающий уровень подземных вод;
б)	бурение водопонизительных скважин с глинистой промывкой допускает-
ся, если предварительно выполнено опытное бурение и установленная эффектив-
ность разглинизации отвечает требованиям проекта;
в)	перед опусканием фильтров и извлечением обсадных труб скважины должны
быть очищены от бурового шлама; в скважинах, пробуренных в супесях, а также
в переслаивающихся водоносных и водоупорных слоях внутренняя полость обсадной
трубы должна быть промыта водой; контрольный замер глубины скважины следует
производить непосредственно перед установкой фильтра;
90
г)	при бурении скважин необходимо отбирать пробы для уточнения границ
водоносных слоев и гранулометрического состава грунтов.
При погружении в грунт гидравлическим способом фильтровой колонны или об-
садных труб следует обеспечивать непрерывность подачи воды, а при наличии сильно
поглощающих воду грунтов следует дополнительно подавать в забой сжатый воздух.
Обсыпку фильтров надлежит производить равномерно слоями высотой не бо-
лее 30-кратной толщины обсыпки. После каждого очередного подъема трубы над ее
нижней кромкой должен оставаться слой обсыпки высотой не менее 0,5 м.
Монтаж насосов в скважинах следует производить после проверки скважин
на проходимость шаблоном диаметром, превышающим диаметр насоса.
После ввода понизительной системы в действие откачку следует производить
непрерывно.
Насосные агрегаты, установленные в резервных скважинах, а также резервные
насосы открытых установок должны периодически включаться в работу в целях под-
держания их в рабочем состоянии.
Водопонизительные системы следует оборудовать устройствами автоматичес-
кого отключения любого агрегата при понижении уровня воды в водоприемнике
ниже допустимого.
При эксплуатации понизительных систем в зимнее время должно быть обес-
печено утепление насосного оборудования и коммуникаций, а также предусмотре-
на возможность их опорожнения при перерывах в работе.
При устройстве дренажей земляные работы следует начинать со сбросных уча-
стков с продвижением в сторону более высоких отметок, а укладку труб и фильтру-
ющих материалов — с водоразделительных участков в сторону сброса или насосной
установки (постоянной или временной) для исключения пропуска по дренажу нео-
< нетленных вод.
Укладку дренажных труб, устройство смотровых колодцев и монтаж обору-
дования дренажных насосных станций необходимо производить с соблюдением
нормативных требований19.
Для фильтровых покрытий вокруг труб используют песчано-гравийные об-
сыпки, обертки из искусственных материалов (геотекстиля), а также дренажные
композиционные материалы (геокомпозиты).
Для дренажных труб, обмотанных рулонным фильтрующим материалом с пе-
рехлестом слоев, необходимо устраивать песчано-гравийную подготовку (подуш-
ку) толщиной не менее 100 мм. Если в основании залегают пески, допускается ук-
1<|,дка труб на спланированное естественное основание.
Пластовый дренаж выполняют одно- или двухслойным. Однослойный дре-
наж из щебня или гравия укладывают на скальные или полускальные трещинова-
тые грунты. Двухслойный дренаж выполняют в песках и глинистых грунтах. Верх-
ний слой отсыпают из щебня или гравия минимальной толщиной 150 мм, нижний
» юй — из песка средней крупности минимальной толщиной 100 мм.
При устройстве пластовых дренажей недопустимы нарушения в сопряжении
щебеночного слоя постели со щебеночной обсыпкой труб.
Для устройства пристенного дренажа эффективно применение оболочки
• Дрениз», состоящей из листов полимерного материала специального профиля
н нетканого геотекстильного материала, скрепленных между собой с помощью
Г» СНиП 3.07.03, СНиП 3.05.05.
91
сварки или водостойкого клея. Листы оболочки «Дрениз» соединяют друг с дру-
гом внахлест.
Горизонтальные трубчатые скважины лучевого дренажа устраивают с помо-
щью станков горизонтального бурения или проколом. Водосборный приемник вы-
полняют методами «стены в грунте», опускного колодца и другими.
Галерейные дренажи выполняют открытым или подземным (штольневым, щито-
вым или методом продавливания) способами. Вокруг галерей устраивают гравийно-
песчаную обсыпку или фильтры из пористых материалов.
Число слоев окрасочной гидроизоляции назначают в зависимости от катего-
рии сухости подземного помещения, трещиноватости изолируемых конструкций
и напора подземных вод.
Оклеенную гидроизоляцию из битумных рулонных материалов и листовых по-
лимерных материалов применяют в случаях, когда использование окрасочной и шту-
катурной гидроизоляции не обеспечивает водонепроницаемость сооружений.
При оклеенной гидроизоляции необходимо обеспечивать сплошность защиты
по всему периметру сооружения, включая вертикальные элементы и подошву.
При использовании оклеенной гидроизоляции из рулонных материалов необхо-
димо обеспечить ее сохранность от механических воздействий защитной прижимной
стенкой. Для устройства прижимной стенки используют красный кирпич, железобе-
тонную обойму и плоские асбестоцементные листы на битумной мастике.
Для штукатурной гидроизоляции, наносимой методом торкретирования, ре-
комендуется применять различные виды расширявшихся и напрягающихся цемен-
тов в зависимости от напора подземных вод.
В сильно агрессивных средах для защиты как бетонов, так и сталей рекомен-
дуется нанесение бесшовных эластичных покрытий (эластомеров), изготавливае-
мых на основе каучуков или водной дисперсии латекса. Эти покрытия наносят ки-
стью, валиком, распылителем толщиной 1 — 3 мм.
Для гидроизоляции фундаментных плит, подземных частей сооружений,
а также при устройстве противофильтрационных завес при гидростатическом дав-
лении столба воды до 10 м применяют гидроизоляцию из рулонных бентонитовых
материалов, полученных путем нанесения слоя бентонитовой глины на листы спе-
циально обработанного полиэтилена.
Для гидроизоляции ответственных подземных сооружений в сложных гидро-
геологических условиях могут применяться металлические (стальные) листы, ко-
торые закрепляют на конструкции. В процессе эксплуатации они должны подвер
гаться периодическому освидетельствованию для контроля их коррозионной ус
тойчивости.
Для заполнения щелей и швов подземных строительных конструкций необхо
димо использовать горячий битум, пек, асфальтовый раствор, а также различного
рода герметики и профильные эластичные элементы.
Для улучшения водонепроницаемости подземных конструкций следует при
менять инъекционную гидроизоляцию, применяя методы цементации, силикат»
зации, смолизации и битумизации. Цементацию широко применяют для заполни
ния трещин, «лечения» бетонов, в ремонте гидроизоляционных покрытий. На
гнетание растворов производят через шпуры и скважины, пробуренные в tcv
конструкции.
Для обеспечения наибольшей надежности защиты подземных сооружений <•»
подземных вод в сложных инженерно-геологических условиях, а также в помещ*
92
пиях, где должно быть абсолютно сухо, необходимо использовать комплексный
подход, применяя несколько методов одновременно (например, внутреннюю окра-
сочную или оклеенную гидроизоляцию, цементацию застенного грунтового масси-
ва для уплотнения прилегающего грунта и выборочную полимерную инъекцию на
наиболее неблагоприятных участках).
1.11.6.	Геотехнический мониторинг
В процессе строительства или реконструкции и в начальный период эксплуата-
ции сооружений в необходимых случаях следует выполнять натурные наблюдения
(мониторинг) за поведением конструкций сооружений и их оснований.
Как правило, мониторинг следует организовывать при строительстве или ре-
конструкции сооружений I уровня ответственности, а при обосновании и II уровня
ответственности; при строительстве или реконструкции сооружений в сложных ин-
женерно-геологических условиях; для эксплуатируемых сооружений, в том числе
подземных коммуникаций, попадающих в зону влияния нового строительства в ус-
ловиях существующей застройки, а также в других случаях, предусмотренных тех-
ническим заданием.
Цель мониторинга — проведение наблюдений и своевременное выявление недо-
пустимых отклонений в поведении вновь строящихся или реконструируемых соору-
жений и их оснований от проектных данных, разработка мероприятий по преду-
преждению и устранению возможных негативных последствий, обеспечение сохран-
ности существующих объектов, находящихся в зоне влияния нового строительства,
а также сохранение окружающей природной среды.
Состав, объем и методы мониторинга должны назначаться в зависимости от
уровня ответственности объекта строительства, его конструктивных особенностей
и способа возведения, инженерно-геологических условий площадки, удаленности
। окружающей застройки, требований эксплуатации и в соответствии с результата-
ми геотехнического прогноза.
К разработке и проведению геотехнического мониторинга должны привле-
каться специализированные организации.
Вопрос о необходимости организации мониторинга должен рассматриваться на
• гадии проектирования. На этой стадии составляют программу наблюдений и разраба-
। ыиают систему наблюдений, которые включают в специальный раздел, входящий в со-
• г.in проекта.
Мониторинг включает в себя обследование существующих сооружений, в том
•пиле подземных коммуникаций, попадающих в зону влияния нового строительства;
проведение натурных наблюдений; оценку результатов наблюдений и сравнение их
• проектными данными; прогноз на основе результатов наблюдений изменения со-
> г пиния строящегося (реконструируемого) сооружения или существующих объектов
«• юне его влияния, а также массива грунта, включая подземные воды; разработку
к необходимых случаях мероприятий по ликвидации недопустимых отклонений и не-
 инппых последствий; контроль за выполнением принятых решений.
По результатам мониторинга проектная организация может произвести кор-
| f । гировку проекта.
I Ьтурные наблюдения могут включать:
а)	наблюдения за поведением самих сооружений и состоянием их несущих
 in грукций — измерение деформаций сооружений в соответствии с требования-
93
ми ГОСТ20 (осадки, крены, горизонтальные смещения и др.); фиксацию и наблюде-
ние за раскрытием трещин; измерение усилий в распорных и анкерных конструк-
циях; измерение уровня колебаний сооружений при наличии динамических воздей-
ствий и др.;
б)	наблюдения за состоянием основания сооружения, окружающего массива
грунта и за гидрогеологической обстановкой — измерения напряжений и деформа-
ций в грунтовом массиве; наблюдения за составом и режимом подземных вод; на-
блюдения за развитием опасных геологических и инженерно-геологических процес-
сов (карст, суффозия, оползни, оседание поверхности и др.); наблюдения за состоя-
нием температурного, электрического и других физических полей;
в)	наблюдения за изменением окружающей природной среды при опасности за-
грязнения грунтов и подземных вод, газовыделении, радиационном излучении и т.п.
На основе полученных результатов натурных наблюдений уточняют прогнозы,
в частности изменения напряженно-деформированного состояния грунтового масси-
ва и гидрогеологического режима (особенно при строительстве подземных сооруже-
ний), вносят коррективы в проектные решения, а также разрабатывают в необходи-
мых случаях противоаварийные и защитные, мероприятия.
Общие требования, предъявляемые к мониторингу:
—	комплексность, заключающаяся в том, что все наблюдения должны про-
водиться .согласованно между собой в пространстве и во времени;
—	привязка всех точек наблюдений к наиболее характерным и опасным местам;
—	частота наблюдений определяется интенсивностью и длительностью про-
текания процессов деформирования массива грунта и конструкций сооружения;
—	точность измерений должна обеспечивать достоверность получаемой ин-
формации и согласованность ее с точностью расчетов;
—	по результатам мониторинга должен быть составлен отчет.
1.11.7.	Особенности проектирования подземных сооружений
Подземные сооружения в зависимости от соотношения основных размеров
подразделяют на линейные (протяженные) и компактные.
К подземным сооружениям, возводимым открытым способом, относят соору-
жения, устраиваемые в котлованах без ограждающих конструкций; в котлованах
с использованием временных ограждающих конструкций (шпунтов, забирок, на-
гельных креплений и пр.) и постоянных ограждающих конструкций («стены в грун-
те», буросекущихся свай и пр.); в котлованах с использованием специальных спосо-
бов строительства (замораживания грунтов, закрепления грунтов и пр.); способом
опускного колодца.
Объемно-планировочные решения подземных сооружений должны учитывать
конструктивные и технологические особенности устройства сооружения.
Конструктивные решения подземных сооружений должны обеспечивать их гео-
метрическую неизменяемость, наиболее благоприятную статическую работу, устой-
чивость положения и формы, прочность.
Программа инженерно-геологических изысканий для проектирования под
земных сооружений I уровня ответственности должна составляться с привлечени
ем специализированных организаций.
20 ГОСТ 24846.
94
При инженерно-геологических изысканиях должны быть выявлены и изучены:
тектонические и закарстованные структуры, разрывные и складчатые нарушения;
ожидаемые водопритоки в котлованы и подземные выработки, величина напора в го-
ризонтах подземных вод, наличие и толщина водоупоров и их устойчивость против
прорыва напорных вод; наличие и распространение грунтов, обладающих плывунны-
ми, тиксотропными и суффозионными свойствами и виброползучестью; наличие и ме-
стоположение подземных сооружений, подвалов, тоннелей, инженерных коммуника-
ций, колодцев, подземных выработок, буровых скважин и пр.; динамические воздей-
ствия от существующих сооружений.
При строительстве подземных сооружений в котлованах с использованием
постоянных ограждающих конструкций геологические скважины должны быть
размещены по сетке не более 20x20 м или по трассе ограждающих конструкций не
реже, чем через 20 м. Число скважин должно зависеть от категории сложности
инженерно-геологических условий и составлять не менее пяти.
Инженерно-геологическое строение площадки должно быть изучено на глубину
не менее 1,5НС + 5 м, где Нс — глубина заложения подошвы ограждающей конструк-
ции, но не менее 10 м от подошвы ограждающей конструкции. На указанную глуби-
ну должно быть пройдено не менее 30 % скважин, но не менее трех скважин.
При проектировании устройства подземных сооружений без ограждающих
конструкций глубина скважин должна быть не менее 1,5НК + 5 м, где Нк — глуби-
на котлована.
При проектировании подземных сооружений I уровня ответственности над-
лежит полевыми и лабораторными методами определять следующие физико-меха-
нические характеристики дисперсных и скальных грунтов:
—	модуль деформации Е для первичной ветви нагружения и ветви вторично-
го нагружения Ее. Вторичное (повторное) нагружение следует выполнять для тех
же диапазонов напряжений, что и первичное;
—	коэффициент поперечной деформации v.
—	прочностные характеристики: угол внутреннего трения и удельное сцепле-
ние с', определяемые для условий, соответствующих всем этапам строительства
и эксплуатации подземного сооружения;
—	предел прочности на одноосное сжатие для скальных и искусственно За-
мороженных грунтов;
—	удельные нормальные и касательные силы морозного пучения О/, и ту,
—	коэффициент фильтрации k грунтов;
—	классификационные характеристики массивов скальных пород: модуль
। рпцчноватости Му, показатель качества породы RQD, коэффициент выветоелос-
н| Ки, (см. СНиП 2.02.02).
При обосновании изысканиями могут определяться по специальному заданию
и другие физико-механические и классификационные характеристики грунтов.
При необходимости следует выполнять измерения напряжений в массивах гор-
• ы\ пород и грунтов; опытные полевые работы по водопонижению, закреплению
к ымораживаняю грунтов, устройству буросекущихся свай и «стены в грунте»,
< ниже геофизические и прочие исследования.
Расчеты и проектирование подземных сооружений в условиях существующей
ы< । ройки следует выполнять как для обеспечения прочности и устойчивости са-
<i«h возводимых сооружений, так и для сохранения существующей застройки
• "нружающей среды.
95
При проектировании подземных сооружений следует учитывать уровень их от-
ветственности, а также ответственности сооружений, на которые может оказывать
влияние подземное строительство в соответствии с требованиями стандартов21.
В том случае если в зону влияния проектируемого подземного сооружения попа-
дает существующее сооружение более высокого уровня ответственности, уровень от-
ветственности проектируемого сооружения должен быть повышен до уровня ответст-
венности сооружения, на которое оказывается влияние.
Расчеты подземных сооружений по первой и второй группам предельных со-
стояний должны включать определения: несущей способности основания, устой-
чивости сооружения и его отдельных элементов; местной прочности скального ос-
нования; устойчивости склонов, примыкающих к сооружению, откосов, бортов
котлованов; устойчивости ограждающих конструкций; внутренних усилий в ог-
раждающих, распорных, анкерных и фундаментных конструкциях; фильтрацион-
ной прочности основания, давления подземных вод на конструкции подземного
сооружения, фильтрационного расхода; деформаций системы «подземное соору-
жение-основание ».
При выполнении расчетов следует учитывать возможные изменения гидрогеоло-
гических условий, а также физико-механических свойств грунтов с учетом промерза-
ния и оттаивания, явлений просадок, пучения и набухания.
При проектировании подземных сооружений, перекрывающих частично или
полностью естественные фильтрационные потоки в грунтовом или скальном массиве,
а также изменяющих условия и пути фильтрации подземных вод, следует выполнять
прогноз изменений гидрогеологического режима площадки строительства.
Прогноз изменений гидрогеологического режима следует выполнять путем мате-
матического моделирования фильтрационных процессов численными методами.
При проектировании подземных сооружений в условиях существующей заст-
ройки следует выполнять геотехнический прогноз влияния строительства на изме-
нение напряженно-деформированного состояния грунтового массива и деформа-
ции существующих сооружений.
Этот прогноз следует выполнять, как правило, путем математического модели-
рования с использованием нелинейных моделей грунтов численными методами.
При определении нагрузок и воздействий на основание и конструкции подзем-
ных сооружений к постоянным нагрузкам относят: вес строительных конструкций
подземного или заглубленного сооружения и наземных сооружений, передающих
нагрузку на него непосредственно или через грунт; давление грунтового массива,
вмещающего сооружение, и подземных вод при установившейся фильтрации; усилия
натяжения постоянных анкеров; распорные усилия и пр.
К временным длительных! нагрузкам и воздействиям относят: вес стационарно
го оборудования подземных сооружений; давление подземных вод при неустановин-
шемся режиме фильтрации; нагрузки от складируемых на поверхности грунта мате
риалов; температурные технологические воздействия; усилия натяжения временны'
анкеров; нагрузки, обусловленные изменением влажности, усадкой и ползучестью
материалов и пр.
К кратковременным нагрузкам и воздействиям относят: дополнительное давлг
ние грунтов, вызванное подвижными нагрузками, расположенными на поверхноги»
грунта; температурные климатические воздействия и пр.
21 ГОСТ 27751.
96
К особым нагрузкам и воздействиям относят: сейсмические воздействия; дина-
мические воздействия от эксплуатируемых линий метрополитена, транспортных со-
оружений или промышленных объектов; воздействия, обусловленные деформациями
основания при просадках, набухании и морозном пучении грунтов и др.
При проектировании подземных сооружений I и II уровней ответственности
• ледует предусматривать проведение мониторинга (п. 1.11.8).
Должны быть предусмотрены инженерные мероприятия, обеспечивающие эко-
логическую защиту прилегающей территории от подтопления, загрязнения подзем-
ных вод промышленными и бытовыми стоками и пр., а также по защите близлежа-
щих сооружений от недопустимых деформаций.
1.11.8.	Особенности проектирования подпорных стен
Подпорные стены, в том числе служащие ограждениями котлованов, в зави-
। и мости от их конструкции классифицируют на:
—	гравитационные, устойчивость которых обеспечивается собственным ве-
iM конструкций и грунта засыпки. К гравитационным относятся массивные,
полковые и ячеистые подпорные стены;
—	гибкие, устойчивость которых обеспечивается заделкой в грунтовом мас-
• пне, анкерными и распорными конструкциями. К гибким относятся «стены
•• । рунте», шпунтовые ограждения котлованов и ограждения из свай и профиль-
ных прокатных элементов;
—	комбинированные, представляющие собой сочетание первого и второго видов.
Конструктивные схемы подпорных стен должны обеспечивать необходимую
>i|ннпость, устойчивость и пространственную неизменяемость сооружения в целом,
- ыкже отдельных его элементов на всех стадиях возведения и эксплуатации.
При проектировании подпорных стен следует использовать указания п.п.
I ' 1.9. настоящего справочника, а также учитывать технологические особеннос-
• | возведения и последовательность строительных операций; возможность ис-
•••ыьювания анкерных или распорных конструкций; изменения физико-механиче-
• их характеристик грунтов, связанные с процессами бурения, забивки и другими
’.tnлогическими воздействиями; необходимость обеспечения требуемой водоне-
।••.пицаемости конструкции; необходимость передачи на конструкцию вертикаль-
ни нагрузок; возможность применения конструктивных решений и мероприятий
। пижснию давлений на подпорные стены (разгружающих элементов, геотексти-
•• армогрунта и пр.).
Расчеты подпорных стен и их оснований по первой группе предельных состо-
<ц| должны включать проверку устойчивости положения стены против сдвига,
1<м1ды вания и поворота; устойчивости, несущей способности и прочности ос-
«•=||1ии; прочности элементов конструкций и узлов соединения; несущей способ-
ен анкерных элементов по материалу и грунту; прочности и устойчивости рас-
। hi.и элементов; фильтрационной устойчивости основания.
Расчеты по второй группе предельных состояний должны предусматривать рас-
•  । in гемы «основание — подпорная конструкция» по деформациям; расчеты же-
•-> к'иных элементов подпорной конструкции по трещиностойкости.
Дли подпорных стен, устраиваемых способом «стена в грунте», следует вы-
="Н1. расчет устойчивости стенок траншеи, заполненной тиксотропным рас-
। м
 и । нр.нючник проектировщика
97
Для подпорных стен, устраиваемых из отдельно стоящих элементов, следу-
ет выполнять расчет прочности основания на продавливание грунта между эле-
ментами.
При выполнении расчетов гравитационных стен и консольных гибких под-
порных стен, т.е. устраиваемых без использования анкерных и распорных элемен
тов, допускается использовать методы теории предельного равновесия, в которых
давление грунтов на конструкцию рассматривается как сумма заданной активной
нагрузки и реактивного отпора основания.
Для расчетов гибких подпорных стен с анкерным или распорным креплением,
а также комбинированных подпорных стен следует применять численные методы,
использующие нелинейные модели сплошных сред или нелинейные контактные мо-
дели. При этом выбор модели взаимодействия подпорной стены с основанием и па-
раметров модели должен зависеть от типа грунтов и конструктивных особенностей
сооружения.
Глубину заложения подпорных стен определяют статическими расчетами.
При проектировании подпорных стен котлованов в водонасыщенных грунтах
глубину заложения стены следует назначать с учетом возможности ее заделки в во-
доупорный слой с целью обеспечения производства работ по экскавации грунта без
применения мероприятий по водоотливу или водопонижению.
При проектировании подпорных стен, устраиваемых с обратной засыпкой
грунта, расчетные значения характеристик грунтов обратной засыпки (y'j, q)\t ф,
уплотненных не менее чем до Ксот = 0,95 их плотности в природном сложении, до-
пускается устанавливать по расчетным характеристикам тех же грунтов в природ
ном сложении (yj, <q, q), принимая y'j = O,95yj;	= 0,9<q;	= 0,5q, при этом
следует принимать не более 7 кПа.
При определении бокового давления грунта на подпорные стены и ограждения
котлованов следует учитывать внешние нагрузки и воздействия на грунтовый мае
сив (нагрузки от складируемых материалов, от строительных механизмов, транс
портные нагрузки на проезжей части, нагрузки, передаваемые фундаментами близ
расположенных сооружений) и пр.; наклон граней подпорной стены к вертикали;
наклон поверхности грунта, неровности рельефа и отклонение границ инженерно
геологических элементов от горизонтали; возможность устройства берм и откосов
в котловане в процессе производства работ; прочностные характеристики на кон
такте «стена — грунтовый массив»; деформационные характеристики подпорной
стены, анкерных и распорных элементов; последовательность производства работ;
возможность перебора грунта в процессе экскавации; дополнительные давления из
подпорные стены, вызванные морозным пучением и набуханием грунтов, а так ми
проведением работ по нагнетанию в грунт растворов, тампонажу и пр.; температур
ные воздействия; динамические и вибрационные воздействия и их влияние на стати
ческое давление грунта.
Силы трения и сцепления на контакте «стена — грунтовый массив» должны
определяться в зависимости от значений прочностных характеристик грунта, гид
рогеологических условий площадки, материала подпорной конструкции, технол»»
гии устройства стены.
Допускается принимать следующие расчетные значения прочностных харакн
ристик на контакте «стена — грунтовый массив»: удельное сцепление ск = 0; ун».
трения грунта по материалу стены <рк = укф, где — угол внутреннего трения гру
та, ук — коэффициент условий работы, принимаемый по табл. 1.31.
98
Табл. 1.31
Коэффициент условии работы ук для расчета подпорных стен
Материал стены	Технология устройства и особые условия	. Хк
Бетон, железобетон	Монолитные гравитационные стены и гибкие стены, бетони- руемые насухо	0,67
	Монолитные гибкие стены, бетонируемые под глинистым раст- вором в грунтах естественной влажности. Сборные гравитаци- онные стены	0,50
	Монолитные гибкие стены, бетонируемые под глинистым раст- вором в водонасыщенных грунтах. Сборные гибкие стены, уст- раиваемые под глинистым раствором в любых грунтах	0,33
Металл, дерево	В мелких и пылеватых водонасыщенных песках	0
	В прочих грунтах	0,33
Любой	При наличии вибрационных нагрузок на основание	0
Конструкции подпорных стен должны обеспечивать возможность устройства
гидроизоляции в случае ее необходимости.
При проектировании подпорных стен с анкерными конструкциями расчетную
несущую способность основания анкеров следует назначать после проведения не
менее трех натурных испытаний анкеров
При наличии агрессивной среды следует учитывать нормативные требования22.
При проектировании подпорных стен в пучинистых грунтах следует предус-
матривать противопучинные мероприятия: теплоизоляцию подпорной стены; по-
нижение влагосодержания в пределах сезонно промерзающего слоя; обработку
пучинистого грунта растворами, понижающими температуру его замерзания; по-
вышение податливости конструкций подпорной стены.
В железобетонных подпорных стенах линейных подземных сооружений сле-
дует предусматривать устройство температурно-усадочных деформационных
швов. Конструкция деформационных швов должна быть решена с учетом необхо-
димости устройства гидроизоляции.
Грунтовые анкеры, используемые для крепления подпорных стен и огражде-
ний котлованов, подразделяют на временные (со сроком работы до двух лет) и по-
гтоянные.
Проектирование анкеров должно основываться на результатах статических рас-
четов системы «стена — грунтовый массив», в которых должна быть определена
• и свая нагрузка на анкеры с учетом требуемого числа ярусов анкеров, их.располо-
жения, углов наклона анкеров к горизонту и углов отклонения анкеров в плане от
нормали к стене.
При проектировании анкеров определяют: число анкеров в ярусе и их шаг; сво-
бодную длину анкерных тяг, обеспечивающую размещение заделки анкеров за преде-
шми границы призмы обрушения; предварительную длину заделки анкеров, требуе-
мую для восприятия проектных усилий; места для устройства опытных анкеров; чис-
контрольных испытаний анкеров и порядок их выполнения. Уточняют усилия,
пи которые должны быть напряжены анкеры, после проведения контрольных и при-
f мочных испытаний.
” СНиП 2.03.11.
99
1.11.9.	Проектирование водопонижения и гидроизоляции
1.11.9.1.	Водопонижение
Для защиты подземных сооружений и котлованов от подземных вод в периоды
строительства и (или) эксплуатации применяют искусственное понижение уровня
подземных вод с применением водоотлива, водопонизительных скважин, иглофильт-
ров, электроосмоса и дренажа.
Выбор способов водопонижения должен учитывать конструктивные особенности
и размеры сооружения, особенности его подземной части, инженерно-геологические
и гидрогеологические условия, размеры осушаемой площади, особенности производст-
ва общестроительных работ в защищаемом котловане, возможные изменения физико-
механических свойств грунтов основания будущего сооружения, прогноз влияния водо-
понижения на окружающую среду и существующие сооружения, сроки работ и др.
При проектировании водопонижения необходимо также учитывать возможное
изменение режима подземных вод, условий поверхностного стока в строительный
и эксплуатационный периоды, отведенные места сброса подземных вод и их химиче-
ский состав.
При водопонижении должны быть предусмотрены меры, препятствующие ухуд-
шению строительных свойств грунтов в основании сооружения, нарушению устойчи-
вости откосов котлована, появлению и развитию опасных геологических и инженер-
но-геологических процессов, возникновению недопустимых деформаций окружающей
застройки, ухудшению экологических условий.
При проектировании дренажа, водопонизительных скважин и иглофильтров,
а также при расчетах водопонижения, определении необходимости опытного (проб-
ного) водопонижения, требуемых наблюдений и устройств для них и мероприятий по
охране окружающей среды следует, кроме требований настоящего раздела, учиты-
вать нормативные требования23.
Требуемое понижение уровня подземных вод следует определять в водонос-
ных слоях, содержащих безнапорные воды, в зависимости от допустимого норма-
тивного повышения уровня воды за время аварийного отключения водопонизи-
тельной системы24;
в напорных водоносных слоях, залегающих ниже дна котлована или пола за-
глубленного сооружения, из условия возможности прорывов воды и необходимо-
сти обеспечения устойчивости грунтов в основании сооружения.
При пересечении сооружением (котлованом) водоупорных слоев следует исходить
из практически достижимого понижения уровня подземных вод, предусматривая при
необходимости дополнительные мероприятия для защиты сооружения (котлована).
При проектировании строительного водопонижения следует предусматривать
максимально возможное использование устройств водопонизительных систем, пред-
назначенных для эксплуатационного периода.
Водоотлив из котлованов и траншей следует применять в системах строи-
тельного водопонижения.
В проекте должны быть предусмотрены канавки и лотки для сбора поступающих
в выработки подземных и поверхностных вод и отвода их к водоприемным зумпфам
23 СНиП 2.06.14.
24 см. СНиП 2.06.14.
100
с последующей их откачкой на поверхность. Канавки и зумпфы, как правило, следуй
располагать за пределами основания сооружения. При необходимости их расположе-
ния в пределах основания они должны быть укреплены и защищены от размыва.
В насосных станциях для водоотлива следует предусматривать резерв насосов
в размере 100 % (по производительности) при одном работающем насосе и 50 % —
при двух и более.
Водопонизительные скважины (открытые и герметические, оборудованные насо-
сами, самоизливающиеся и водопоглощающие) следует предусматривать при глубо-
ком понижении уровня подземных вод или для снятия напор подземных вод в грун-
тах с коэффициентом фильтрации более 2 м/сут. Этот способ водопонижения приме-
няют как для строительного, так и для эксплуатационного периодов.
Иглофильтры следует применять, как правило, в системах строительного во-
допонижения в грунтах, имеющих коэффициент фильтрации от 1 до 50 м/сут,
а при вакуумном водопонижении иглофильтры применяют грунтах с коэффициен-
том фильтрации от 0 до 2 м/сут.
Электроосушение (электроосмос) следует применять в слабопроницаемых
грунтах, имеющих коэффициенты фильтрации менее 0,1 м/сут.
Расчеты водопонижения следует производить для установившегося режима
фильтрации во всех случаях, а для неустановившегося режима в период формирова-
ния депрессионной воронки — от начала откачки до установившегося режима.
Для условий неоднородного фильтрационного потока и при сложном очертании
контуров питания и водоприемного фронта расчет водопонизительных систем следует
производить с использованием моделирования или других специальных методов.
При понижении уровня подземных вод более чем на 2 м, особенно в слабых
глинистых грунтах, торфах и илах необходимо производить расчет ожидаемых
осадок в зоне развития депрессионной воронки.
При устройстве заглубленных в водоносный слой протяженных подземных со-
оружений возможен барражный эффект, т.е. подъем уровня подземных вод с верхо-
вой стороны и снижение его с низовой стороны. В этом случае необходимо предусмо-
треть мероприятия по устранению неблагоприятных последствий барражного эффек-
та (дренаж, противофильтрационные завесы и др.).
Воды от водопонизительных систем при невозможности их использования
следу отводить, как правило, самотеком в существующие водостоки или отведен-
ные места сброса.
Максимально допустимые скорости течения воды в водоотводящих устройствах
следует принимать в зависимости от материала их конструкции и продолжительности
работы с учетом нормативных требований25.
В случае невозможности отвода воды самотеком необходимо предусматри-
вать специальные насосные станции с резервуарами, при проектировании которых
следует руководствоваться требованиями СНиП26.
1.11.9.2.	Дренажи
Дренажи подразделяют на общие (головной, береговой, отсечной и система-
тический) и местные (локальные) (кольцевой, пристенный и пластовый).
25 СНиП 2.06.03.
26 СНиП 2.04.03, СНиП 2.04.02.
101
Дренирование грунтового массива следует предусматривать в следующих случа-
ях: естественный уровень подземных вод расположен на отметках выше пола подзем-
ного сооружения; пол подземного сооружения расположен выше расчетного уровня
подземных вод, но не более 0,3 м; по техническим условиям в помещениях подземной
части не должно быть сырости; при опасности всплытия сооружения, когда взвеши-
вающая сила превышает массу сооружения.
При общем понижении уровня подземных вод на территории отметку понижен-
ного уровня следует назначать на 0,5 м ниже полов подвалов, технических подполий,
каналов для коммуникаций и других подземных сооружений.
Траншейный дренаж допускается устраивать на свободных от застройки терри-
ториях. Закрытый беструбчатый дренаж (траншеи, заполненные фильтрующим мате-
риалом) следует предусматривать, как правило, для кратковременной эксплуатации
(на оползневых склонах в период осуществления мероприятий по их стабилизации,
в котловане в период строительства сооружения и т.п.).
Трубчатый дренаж следует предусматривать в грунтах с коэффициентом фильт-
рации 2 м/сут и более. Допускается его применение и при коэффициенте фильтрации
менее 2 м/сут в строительном водопонижении и в сопутствующих дренажах тоннелей,
каналов и других устройств для коммуникаций, если опытным путем доказана его эф-
фективность.
Устройство дренажей в виде подземных галерей (проходных и полупроходных)
допускается: при возможности выполнить дренаж только подземным способом;
при их использовании для периода эксплуатации сооружения (особенно в случаях,
когда переустройство или ремонт дренажа невозможны или затруднительны); в инже-
нерно-геологических условиях, где их применение экономически эффективно.
Вакуумный дренаж следует применять в грунтах с коэффициентом фильтра-
ции менее 2 м/сут.
При проектировании дренажей следует учитывать положения СНиП27. При вы-
боре системы дренирования необходимо учитывать причины подтопления.
Расчет дренажей должен включать фильтрационные расчеты (приток и поло-
жение сниженного уровня подземных вод), гидравлические расчеты (пропуск кап-
тированных подземных вод через сооружения дренажа) и подбор песчано-гравий-
ных обсыпок28.
При назначении конструктивных параметров дренажей следует обеспечить
их водозахватную и водопропускную способность, достаточную прочность при
воздействии внешних статических и динамических нагрузок и агрессивности под-
земных вод.
Продольные уклоны дренажей должны обеспечить скорость воды в трубах,
при которой не происходит их заиливание. Для глинистых грунтов рекомендуется
принимать уклон не менее 0,002, а для песков — не менее 0,003.
Трубчатый дренаж следует проектировать из асбестоцементных (в большинст-
ве случаев), керамических, бетонных, железобетонных, чугунных и пластмассовых
труб. В агрессивных водах следует применять пластмассовые, керамические и чу-
гунные трубы.
Дренаж должен сооружаться в сухих или осушенных грунтах и его следует
закладывать ниже расчетной глубины промерзания грунта.
27 СНиП 2.06.14 и СНиП 2.06.15.
28 СНиП 2.06.14.
102
Для обеспечения фильтрационной способности трубчатых дренажей, а также
дренажных галерей предусматривают обсыпку из дренирующих материалов (щебня,
гравия, песка или их смесей). Для дренажных галерей может быть применена также
специальная отделка (крепь) из пористого бетона с устройством «фильтровых
окон». Подбор состава обсыпок, числа слоев (один или два) и их толщины произво-
дят в зависимости от типа фильтра и состава дренируемых грунтов.
Возможно применение конструкций дренажей типа «Delta» и других из со-
временных материалов, в том числе из геокомпозитов, обеспечивающих водоотво-
дящую и защитную функции.
Пластовый дренаж следует предусматривать двухслойным в глинистых или сла-
бопроницаемых песках и однослойным — в скальных или полускальных грунтах. Ми-
нимальная толщина песчаного слоя должна быть 100 мм, а гравийного — 150 мм.
Поверхность дна котлована, спланированного под укладку материала пластово-
го дренажа, должна иметь уклон 0,005—0,010 в сторону контурных трубчатых дрен,
расположенных по периметру сооружения.
Конструктивной частью пластового дренажа является пристенный дренаж, уст-
раиваемый в слабопроницаемых и слоистых грунтах при отсутствии подземных вод
на уровне подземной части сооружения. Пристенный дренаж отсыпается из песка
с коэффициентом фильтрации не менее 5 м/сут и толщиной не менее 0,3 м или уст-
раивается из рулонных искусственных материалов.
1.11.9.3.	Гидроизоляция
. Конструкция и вид гидроизоляции должны выбираться в зависимости от: назна-
чения и конструктивных особенностей сооружения, материала изолируемых конст-
рукций и их трещиностойкости, категории сооружения по степени сухости, химичес-
ких свойств и характера воздействия на него подземных и техногенных вод, инженер-
но-геологических и гидрогеологических условий площадки, требуемой долговечности,
ремонтопригодности, экологических свойств гидроизоляции и т.д.
При проектировании гидроизоляции следует учитывать, что водонепроницае-
мость подземных сооружений может быть обеспечена применением плотного мо-
нолитного бетона специального состава с пластифицирующими и водоотталкиваю-
щими добавками.
Гидроизоляцию подразделяют по долговечности — на временную и постоян-
ную; по воздействию на нее воды (жидкости) или газа — на работающую под напо-
ром (давлением) и без напора (от капиллярного подсоса); по расположению в со-
оружении — на вертикальную, горизонтальную и наклонную; наружную и внут-
реннюю; в швах (деформационных, температурных и технологических); по
назначению — на антифильтрационную и герметизирующую для предотвращения
поступления фильтрующей жидкости внутрь или наружу защищаемого контура;
пароизоляционную; антикоррозийную и многофункциональную; по способу уст-
ройства — на окрасочную пропиточную, штукатурную, оклеенную, литую, засып-
ную, монтируемую и инъекционную; по принципу работы материала изоляции —
на проникающую и разбухающую* (расширяющуюся); по характеру работы — на
«прижимную» и работающую на «отрыв»; по виду материала — на цементную,
асфальтовую, битумную, из бентонитовой глины, металлическую, полимерную,
а также из современных материалов на основе органических и минеральных вяжу-
щих и геосинтетиков.	и
103
При выборе материала гидроизоляции в зависимости от ее назначения следу-
ет учитывать основные физико-механические свойства, характеризующие гидро-
изоляционные покрытия и материалы.
При расчетах гидроизоляции характеристики фильтрационного потока, как
правило, следует определять, рассматривая плоскую задачу. Для уникальных со-
оружений и в сложных инженерно-геологических условиях стройплощадки следу-
ет рассматривать пространственную задачу.
При проектировании в зависимости от конструкции, назначения и уровня от-
ветственности сооружения следует проводиться дующие расчеты гидроизоляции:
прочности на допускаемое давление, предела прочности при сдвиге, относительного
удлинения при разрыве, адгезии, сопротивления трению, прочности к ударным на-
грузкам и т.п.; устойчивости при воздействии положительных и отрицательных тем-
ператур; — пароизоляционного покрытия; срока службы; уплотнений и компенсато-
ров в деформационных, температурных и технологических швах.
Для защиты от капиллярной влаги фундаментов бесподвальных зданий сле-
дует укладывать горизонтальный гидроизоляционный слой. Он должен уклады-
ваться выше уровня тротуара или отмостки.
В зданиях с подвалами изоляцию от капиллярной сырости устраивают из двух
горизонтальных слоев: в уровне пола подвала и над уровнем тротуара, а также с за-
щитой наружной вертикальной поверхности стены гидроизоляцией.
Вертикальную гидроизоляцию наружных стен следует во всех случаях подни-
мать выше на 0,5 м наибольшего прогнозируемого уровня подземных вод.
Для стен подземных сооружений необходимо предусматривать устройство
гидроизоляции, допускающей осадку стен, усадку и набухание бетона, возмож-
ные перепады температуры, без нарушения ее сплошности.
Конструкция узлов при прохождении коммуникаций через гидроизоляцию
должна обеспечить герметичность. Все трубопроводы должны быть металли-
ческими.
Для восстановления нарушенной гидроизоляции эксплуатируемых сооруже-
ний могут быть использованы фильтрационные завесы и экраны, устраиваемые
путем нагнетания в грунт через инъекторы раствора битума, жидкого стекла, пет-
ролатума, различных смол.
1.11.10.	Устройство «стены в грунте»
♦Стену в грунте» применяют при строительстве: несущих конструкций подзем-
ных сооружений; ограждений котлованов; противофильтрационных завес.
Устройство «стены в грунте» возможно в дисперсных грунтах всех видов,
не содержащих крупных включений (валунов). Инженерно-геологическое строение
площадки должно быть изучено на глубину не менее 10 м ниже подошвы стены и со-
держать данные об уровнях и режимах подземных вод, степени их агрессивности
и отметках заложения водоупора.
♦Стена в грунте» может быть устроена траншейным и свайным способами.
Траншейный способ устройства «стены в грунте» предусматривает разработку
траншей и возведение в них стен под защитой глинистого раствора, удерживающего
стены траншеи от обрушения. При свайном способе «стену в грунте» возводят из се-
кущихся буронабивных свай, устраиваемых с помощью буровых установок, оборудо-
ванных инвентарными обсадными трубами.
104
Заполнение траншей в зависимости от назначения стен может осуществляться
монолитным бетоном (железобетоном) или сборными железобетонными конструкци-
ями. В случае свайного способа опережающие сваи выполняют монолитными бетон-
ными, а пересекающие — железобетонными.
Устройство скважин рядом с ранее изготовленными сваями допускается лишь
по прошествии не менее 48 ч после окончания бетонирования последних.
Разработка траншей и бурение скважин при устройстве «стены в грунте»
должно осуществляться из специальных пионерных траншей.
Для разработки траншей следует использовать специализированные грейфер-
ные, ковшовые и фрезерные агрегаты. В обоснованных случаях допускается при-
менение землеройных машин общего назначения.
Разработку траншей осуществляют захватками под защитой глинистого раствора,
который должен поддерживаться на уровне не ниже 0,2 м от верха устья траншеи.
Длину захваток определяют из условия обеспечения устойчивости стен тран-
шеи, размеров рабочего органа землеройной машины и принятой интенсивности
бетонирования и она составляет обычно 3—6 м.
Приготовление глинистого раствора для устройства траншеи «стена в грун-
те» осуществляют с использованием бентонитового глинопорошка, а при его от-
сутствии — местных глин, имеющих физико-механические характеристики, приве-
денные в табл. 1.32. Пригодность местных глин определяют по результатам лабо-
раторных испытаний глинистых растворов.
Допускается использование смеси небентонитовых и бентонитовых глин.
Применяемый глинистый раствор должен обеспечивать устойчивость стен грун-
товых выработок (траншей, скважин) в период их разработки и заполнения бетоном
или сборными элементами. Параметры раствора должны подбираться с учетом усло-
вий строительной площадки исходя из требований, указанных в табл. 1.32. Плот-
ность бентонитового раствора в зависимости от расхода бентонитового глинопорош-
ка приведена в табл. 1.33.
Табл. 1.32
Показатели качества глины для приготовления растворов
Технические требования	Предельные значения
Показатели качества глины для приготовления растворов: । число пластичности содержание частиц размером, мм: крупнее 0,05 менее 0,005	Не менее 0,2 Не более 10 % Не менее 30 %
Показатели качества глинистого раствора: । толщина глинистой корки водоотдача условная вязкость содержание песка стабильность суточный отстой воды показатель pH плотность раствора: из бентонитовых глин из глин других видов	Не более 4 мм Не более 17 см3 за 30 мин Не более 30 с Не более 4 % Не более 0,05 г/см3 Не более 4 % 9-11 1,03 - 1,10 г/см3 1,10—1,25 г/см3
105
Табл. 1.33
Расход бентонитового глинопорошка глинистого раствора
Плотность глинистого раствора, г/см^	Расход бентонитового глинопорошка глинистого раствора, кг/м^
1,03	47-49
1,04	63-65
1,05	1 1 1 1 оо । !  и
1,06	93-98
1,07	109-114	1
1,08	124-130
Разработка неустойчивых грунтов с напорными водами должна производиться
с использованием глинистых растворов повышенной плотности, для чего допускается
применять барит, магнетит и другие утяжелители раствора в количестве, зависящем
от требуемой плотности раствора, но не более 7 % массы глины. При разработке
грунтов в целях снижения водоотдачи и потерь глинистого раствора в него можно до-
бавлять жидкое стекло (силикат натрия) в пределах от 2 до 6 % массы глины.
Качество глинистых растворов для повторного их использования следует
восстанавливать очисткой или добавлением глин.
Непосредственно перед началом работ по заполнению траншеи бетоном или
железобетонными конструкциями, а свайных скважин бетоном, надлежит очис-
тить их забой от осадка и возможных вывалов грунта.
Бетонирование стен под защитой глинистого раствора следует производить не позд-
нее чем через 8 ч после образования траншеи на захватке. До укладки бетона необходимо
установить в траншею ограничители между захватками и арматурный каркас. Конструк-
ция ограничителей должна воспринимать давление бетона, исключать попадание бетона
из одной захватки в другую и обеспечивать заданную водонепроницаемость стыков.
Бетонирование траншей и свай следует выполнять методом вертикально пе-
ремещающейся трубы (ВПТ). Бетон следует применять с осадкой стандартного
конуса 18—20 см и крупностью заполнителя до 50 мм.
Использование в процессе подачи бетона в траншеи вибрирования, в том числе
путем попеременного включения и выключения вибратора, позволяет применять по-
лужесткие бетонные смеси с осадкой конуса не более 8 см и достигать повышенной
однородности, плотности, прочности и водонепроницаемости «стены в грунте».
В процессе укладки бетона в траншею необходимо периодически отбирать
вытесняемый излишек глинистого раствора, не допуская снижения его уровня
в траншее. При протяженности захватки более 5 м следует применять для бетоно-
литных труб синхронную подачу бетонной смеси.
Подачу бетона при устройстве «стен в грунте» следует осуществлять непрерыв-
но до полного заполнения траншеи или скважин. Низ подающих бетонолитных труб
в начале работ должен находиться на 10—20 см выше уровня дна траншеи или забоя
скважины, а затем — ниже уровня бетона не менее чем на 1 м.
Технологические приемы, применяемые для омоноличивания (тампонажа)
стыков при устройстве «стен в грунте», должны обеспечивать достаточную проч-
ность и водонепроницаемость стыков.
Для омоноличивания стыков применяют тампонаж бетонным раствором,
в том числе вибронабивным способом, заварку стыков металлическими накладка-
106
ми, а также уплотнение стыков грунтоцементными колоннами, образуемыми по
технологии струйной цементации.
1.11.11. Физико-механические характеристики органо-минералъных
и органических грунтов
Значения характеристик грунтов, приведенные в таблицах 1.34—1.36, допус-
кается использовать для предварительной оценки оснований, сложенных из орга-
но-минеральных и органических грунтов.
Табл. 1.34
Средние значения физико-механических характеристик открытого торфа
Показатель	Значение показателя при степени разложения Dpj, %						
	верхового			низинного			
	5-20	21-30	31-40	>40	5-25	26-40	>40
Влажность, соответствующая полному водонасыщению wsat, доли единицы	14,5	12,5	11,8	10,0	11,5	7,5	5,8
Плотность частиц торфа р5, г/см3	1,62	1,56	1,49	1,40	1,58	1,51	1,5
Модуль деформации при полной влагоемкости Е, МПа	0,11	0,15	0,23	0,25	0,15	0,24	0,31
Коэффициент бокового давления £	0,12	0,19	0,28	0,35	0,22	0,43	0,50
Коэффициент консолидации с^, м2/год	10	5	2	1	5	2	J
Табл. 1.35
Средние значения физико-механических характеристик погребенного торфа
Показатель	Значения показателя при степени разложения Dpj, %		
	20-30	31-40	41-60
Плотность грунта р, г/см3	1,0	1,05	1,2
Плотность частиц грунта р5, г/см3	1,5	1,60	1,80
Природная влажность w, доли единицы	3,0	2,2	1,7
Коэффициент пористости е	5,5	4,0	3,0
Угол внутреннего трения <р, град	22	12	10
Удельное сцепление с, кПа	20	25	30
Модуль деформации Е, МПа	1,1	2,0	3,0
Коэффициент бокового давления С,	0,24	0,28	0,32
Табл. 1.36
Средние значения модуля деформации илов
Ил	Коэффициент пористости е	Модуль деформации Е, МПа
Супесчаный	0,8 1,2	5,1 3,3
Суглинистый	0,9 1,6	2,0 1,2
Глинистый	1,2 2,0	1,6 0,8
107
Значения физико-механических характеристик сапропелей
Табл. 1.37
Тип залегания		Разновидность сапропелей	Содержание веществ		Влажность w, доли единицы	Плотность частиц грунта ps, г/см3	Коэффициент пористости е	Модуль дефор- мации Е, МПа (при р = 0,05 МПа)	Сопротивление вращательному срезу т, кПа
			органичес- ких 1от, %	карбонатных СаСО3, %					
Неуп- лотнен- ные в при- род- ном зале- гании	Озерные под сло- ем воды	Минеральные	10-30	30	1,5-4,5	2,0-2,5	5-12	0,25-0,6	4-6
		Среднемине- ральные	30-50	30	3-6	1,8-2,0	9-12	0,1-0,3	2-4
		Слабомине- ральные	> 50	30	6-20	1,4-1,8	12—25	0,03-0,1	< 2
	Болотные под слоем торфа	Минеральные	10-30	30	1,2-3,7	2,0-2,5	4-12	0,4-0,8	12-13
		Среднемине- ральные	30-50	30	3-6	1,8-2,0	8—12	0,25-0,5	7-12
		Слабомине- ральные	50-80	10-30	6-12	1,4-1,8	12-20	0,1-0,25	12-13
Уплотненные в при- родном залегании (озерно-болотные под слоем минераль- ных наносов)		Минеральные	10-30	30	0,5-1,8	2,0—2,5	1,4-3	0,7-2	15-25
		Среднемине- ральные	30-50	30	1,5-2,5	1,8-2,0	3-5	0,4-1	10-20
		Слабомине- ральные	> 50 		30	1,5-3,0	1,4-1,8	4-6	0,3-0,5	2-15
1.11.12. Физико-механические характеристики элювиальных
грунтов
Значения характеристик грунтов, приведенные в таблицах 1.38—1.40, допус-
кается использовать для предварительной оценки оснований, сложенных из этих
грунтов.
Табл. 1.38
Средние значения физических характеристик и предела прочности
на одноосное сжатие в водонасыщенном состоянии Rc элювиальных
скальных грунтов магматических пород
Разновидность элю- виальных грунтов по степени выветре- лости	Характеристики элювиальных скальных грунтов магматических пород			
	Плотность р, г/см^	Коэффициент пористости е	Rc, МПа	Степень размягчаемости в воде
Слабовыветрелые	Более 2,7	Менее 0,1	Более 15	Не размягчаемые
Выветрелые	2,5 < с< 2,7	0,1 <^<0,2	1Л с?3 1Л	Практически неразмягчаемые
Сильновыветрелые	2,2 < с < 2,5	Более 0,2	Менее 5	Размягчаемые
Табл. 1.39
Значения предела прочности на одноосное сжатие в водонасыщенном состоянии Rc
элювиальных скальных грунтов осадочных сцементированных пород
Степень выветрелости ь *иг	Значения Яс, МПа, для элювиальных осадочных скальных грунтов		
	Аргиллиты и алевролиты	Песчаники с преобладанием цемента	
		глинистого	карбонатного
!>*„,> 0,95	12-20	30-50	50-95
0,95 > kur> 0,9	8-12	15-30	30-50
0,9 > *„.>0,85	5-8	7,5-15	10-30
0,85 > kur> 0,8	2,5-5,0	5,0-7,5	5-10
Менее 0,8	Менее 2,5	Менее 5	Менее 5
Табл. 1.40
Значения модуля деформации
разновидностей элювиальных крупнообломочных грунтов
Разновидность крупнообломочных грунтов	Значения модуля деформации Е, МПа, при исходных образующих породах			
	магматических и метаморфических		осадочных сцементированных	
	содержащих кварц	бескварцевых	песчаники	аргиллиты и алевролиты
Глыбовые	Не менее 60	Не менее 50	Не менее 50	Не менее 40
Щебенистые выветрельк	40-60	35-50	40-50	35-40
Щебенисто-дресвяные слабовыветрелые	30-40	25-35	30-40	20-35
Дресвяные сильновы- ветрелые	Менее 30	Менее 25	Менее 30	Менее 20
109
1.11.13.	Состав проекта фундаментов
Выполнение проекта оснований, фундаментов и подземных сооружений на каж-
дой стадии проектирования производят на основании технического задания заказчи-
ка, которое должно содержать исходные данные: инженерно-геологические условия
площадки строительства, полученные в результате инженерных изысканий; характе-
ристику проектируемого сооружения с указанием его плановой и высотной привязок
на местности, конструктивные схемы, наличие и размеры заглубленных помещений,
значения нагрузок, передаваемых на фундаменты, размеры и материалы несущих
конструкций и т.п.; требования к допустимым деформациям сооружений.
Проект фундаментов, оформление чертежей и пояснительной записки долж-
ны отвечать требованиям государственных стандартов системы проектной доку-
ментации для строительства — СПДС.
При двухстадийном проектировании в состав проекта на стадии «ПРОЕКТ» входят:
—	пояснительная записка, содержащая данные об инженерно-геологических
условиях площадки строительства, конструктивные характеристики проектируе-
мого сооружения, обоснование принятых решений по вариантам оснований, фун-
даментов и подземных конструкций, технико-экономические показатели сравнива-
емых вариантов, выполненные с соблюдением условий сопоставимости;
—	чертежи вариантов фундаментов и подземных конструкций, их характер-
ные разрезы и схемы расположения в плане, позволяющие обосновать объемы
строительно-монтажных работ.
К проекту должен быть приложен перечень нормативных документов, на ос-
новании которых разработан проект.
На стадии «Рабочая документация» при двухстадийном проектировании или
«Рабочий проект» при одностадийном проектировании чертежи фундаментов вхо-
дят в комплект железобетонных конструкций (КЖ) и включают:
—	лист «Общие данные», в котором приведены: сведения о составе разработан-
ного комплекта чертежей; перечень спецификаций; ведомость ссылочных и прилагае-
мых документов проекта; ведомость основных объемов строительно-монтажных ра-
бот; выкопировка из генплана с нанесенными осями сооружения, положением инже-
нерно-геологических выработок (скважин, шурфов, точек зондирования и др.), линий
инженерно-геологических разрезов; абсолютная отметка 0.000.
На листе должны быть даны общие указания, включающие наименование орга-
низации, выдавшей задание на проектирование; номер и дату договора, на основа-
нии которого разработан проект; перечень инженерно-геологических материалов,
абсолютную отметку, условно принятую за 0.000. Должны быть указаны нагрузки,
принятые на фундаменты, и обоснование их принятия в проекте, а также требования
к общим и неравномерным осадкам.
На листе должна быть сделана специальная надпись за подписью главного инжене-
ра проекта о том, что проект разработан в соответствии с действующими нормативными
документами. Эта надпись помещается в левом нижнем углу чертежа и обрамляется.
При большом объеме информации лист «Общие данные» может быть выпол-
нен на двух листах, первый из которых — «Общие данные (начало)», второй —
«Общие данные (окончание)»;
—	лист «Разрез(ы)», на котором изображают характерные инженерно-гео-
логические разрезы, на которые наносятся оси здания, линии с уровнями дна кот-
лована с абсолютными отметками подошвы фундаментов;
110
—	лист со схемами расположения фундаментов со спецификациями;
—	лист(ы) с конструкциями фундаментов, с опалубочными размерами, схемами
армирования, спецификациями, схемами нагрузок на фундаменты и их величинами;
—	лист(ы) с узлами и сечениями;
—	чертежи железобетонных и арматурных изделий (КЖИ).
Представленный состав проекта фундаментов может быть использован для гра-
фических пакетов при разработке проектов фундаментов на ЭВМ. В этом случае
проект может быть представлен в виде специальных альбомов чертежей, предназна-
ченных для использования отдельными строительными подразделениями.
1.12. Основные буквенные обозначения в главе 1
Коэффициенты надежности
X/ Ym У У» Ус	по нагрузке по материалу по грунту по назначению сооружения коэффициент условий работы
X хп X	Характеристики грунтов среднее значение характеристики нормативное значение расчетное значение
а	доверительная вероятность (обеспеченность) расчетных значений
Р Pd Pbf е	плотность плотность в сухом состоянии плотность обратной засыпки коэффициент плотности
W	влажность природная
WP WL weq wsal wsl Wsw U>sh Sr h Y Ysb Psi Psw £sl esw £sh lom	влажность на границе пластичности (раскатывания) влажность на границе текучести конечная (установившаяся) влажность влажность, соответствующая полному водонасыщению начальная просадочная влажность влажность набухания влажность на пределе усадки степень влажности показатель текучести удельный вес удельный вес с учетом взвешивающего действия воды начальное просадочное давление давление набухания относительная просадочность относительное набухание относительная линейная усадка относительное суффозионное сжатие относительное содержание органического вещества
Ш
Dp({	степень разложения органического вещества
с	удельное сцепление
ср	угол внутреннего трения
Е	модуль деформации
v	коэффициент Пуассона
Rc	предел прочности на одноосное сжатие скальных грунтов
cv	коэффициент консолидации
Нагрузки, напряжения, сопротивления
F	сила, расчетное значение силы
f	сила на единицу длины
Fv , Fh вертикальная и горизонтальная составляющие силы
Fs а ,FS г силы, действующие по плоскости скольжения, соответственно сдвига-
ющие и удерживающие (активные и реактивные)
N	сила нормальная к подошве фундамента
п	то же, на единицу длины
G	собственный вес фундамента
q	равномерно распределенная вертикальная пригрузка
р	среднее давление под подошвой фундамента
о	нормальное напряжение
т	касательное напряжение
и	избыточное давление в поровой воде
oz	вертикальное нормальное напряжение полное
oz&	то же, от собственного веса грунта
azp	то же, дополнительное от внешней нагрузки (давления фундамента)
R	расчетное сопротивление грунта основания (предел линейной зависи-
мости «нагрузка-осадка»)
Rq расчетное сопротивление грунта (для предварительного назначения
размеров фундаментов), принимаемое в соответствии с рекомендуе-
мым приложением 3
Fu сила предельного сопротивления основания, соответствующая исчер-
панию его несущей способности
Деформации оснований и сооружений
у	осадка основания
Г	средняя осадка основания
ssi	просадка
подъем основания при набухании грунта
ssb	осадка основания в результате	высыхания	набухшего	грунта
у5у	суффозионная осадка
Ду	разность осадок (просадок)
i	крен фундамента (сооружения)
&	относительный угол закручивания
и	горизонтальное перемещение
уи	предельное значение деформации основания
ум 5	то же, по технологическим требованиям
уиу	то же, по условиям прочности,	устойчивости и	трещиностойкости
конструкций
Геометрические характеристики
b	ширина подошвы фундамента
112
в	ширина подвала
Bw 1 г] = 1/Ь А L	ширина источника замачивания (замачиваемой площади); длина подошвы фундамента соотношение сторон подошвы фундамента площадь подошвы фундамента длина здания глубина заложения фундамента соответственно от уровня планировки,
<4	от поверхности природного рельефа и приведенная от пола подвала глубина подвала от уровня планировки глубина сезонного промерзания грунта соответственно расчетная
k = d/b h н bsi ^sl,p hsl,g nsb t = 2z/b DL NL FL B,C B, SL B, sw B, SH WL	и нормативная глубина расположения уровня подземных вод относительное заглубление фундамента толщина слоя грунта глубина сжимаемой толщи толщина линейно-деформируемого слоя толщина слоя просадочных грунтов (просадочная толща) толщина зоны просадки то же, от внешней нагрузки то же, от собственного веса грунта толщина зоны набухания то же, усадки глубина (расстояние) от подошвы фундамента относительная глубина отметка планировки отметка поверхности природного рельефа отметка подошвы фундамента нижняя граница сжимаемой толщи то же, просадочной толщи нижняя граница зоны набухания то же, зоны усадки уровень подземных вод
Глава 2. Бетонные и железобетонные конструкции
2.1. Бетонные и железобетонные конструкции
2.1.1.Общие сведения
Конструкции рассматриваются как бетонные, если их прочность в стадии
эксплуатации обеспечивается одним бетоном.
Конструирование элементов и конструкций в целом выполняют на основе
данных расчета сечений с учетом требований норм, гарантирующих их несущую
113
способность, трещиностойкость и жесткость не только на расчетные усилия на
всех стадиях возведения и эксплуатации, но и на усилия и воздействия, не учиты-
ваемые расчетом (температура, усадка). Рациональность запроектированных кон-
струкций оценивают степенью соответствия их техническим и эксплуатационным
требованиям, а также экономическим показателям.
Выбор конструктивных решений железобетонных конструкций производят из
технико-экономической целесообразности их применения в конкретных условиях
строительства с учетом максимального снижения материалоемкости, энергоемкости,
трудоемкости и стоимости строительства, достигаемых путем применения эффектив-
ных строительных материалов и конструкций, снижения массы конструкций, наибо-
лее полного использования прочностных и деформативных характеристик материа-
лов, экономного расходования основных строительных материалов.
Для массовых (плиты перекрытий), большепролетных и тяжелонагруженных
изгибаемых элементов наиболее целесообразными являются пустотелые, двутав-
ровые и коробчатые формы поперечного сечения.
Для монолитных конструкций применяют в основном бетоны классов В12,5—В25,
для сборных — В25 В35, а для тонкостенных (легких) сборных и многих предваритель-
но напряженных — высокопрочные бетоны В50 и В60.
Общий расход стали на конструкцию складывается из расхода стали на рабочую
арматуру 30—65 %, в которой расчетное сопротивление используется на 70—90 %,
на конструктивную арматуру 15—20 % и на закладные детали, крепления и анкерные
устройства 10—15 %, в которых обычно в незначительной степени используется рас-
четное сопротивление стали.
Экономия стали на рабочую арматуру возрастает с увеличением прочности
арматуры и будет наибольшей при использовании высокопрочной арматуры
(стержневой, проволочной и канатной) Существенное снижение расхода стали за-
ключается в дальнейшем совершенствовании конструктивной арматуры, заклад-
ных деталей, анкерных устройств, которые принимают часто без расчета и со зна-
чительными запасами.
Различают цельные н составные элементы железобетонных конструкций. Цель-
ные железобетонные элементы конструкций (колонны, фундаменты, балки, арки,
фермы, сваи) обычно оказываются экономичнее составных, собираемых из более
транспортабельных блоков. Это обусловлено меньшей трудоемкостью изготовления
цельных конструктивных элементов, большей их жесткостью, отсутствием металло-
емких монтажных стыков и более высоким качеством.
При проектировании элементов сборных перекрытий предусматривают уст-
ройство швов между ними, заполняемых бетоном, и приспособления для захвата
элементов при подъеме, инвентарные монтажные отверстия со стальными втулка-
ми, стационарные монтажные петли из арматурных стержней.
Толщину швов назначают из условия обеспечения качественного их заполнения
не менее 20 мм — для элементов высотой сечения до 250 мм и не менее 30 мм — для
элементов большей высоты.
2.1.2.	Основные расчетные требования
В бетонных и железобетонных конструкциях должно быть предотвращено
с требуемой надежностью возникновение всех видов предельных состояний расче-
том, выбором материалов, назначением размеров и конструированием.
114
Бетонные и железобетонные конструкции должны удовлетворять требова-
ниям расчета по несущей способности (предельные состояния первой группы)
и по пригодности к нормальной эксплуатации (предельные состояния второй
группы).
Расчет по предельным состояниям первой группы должен предотвращать
конструкции от:
—	хрупкого, вязкого или иного характера разрушения (расчет по прочности
с учетом в необходимых случаях прогиба конструкции перед разрушением);
—	потери устойчивости формы конструкции (расчет на устойчивость тонко-
стенных конструкций и т. д.) или ее положения (расчет на опрокидывание и сколь-
жение подпорных стен; расчет на всплывание заглубленных или подземных резерву-
аров, насосных станций и т. п.);
—	усталостного разрушения (расчет на выносливость конструкций, находя-
щихся под воздействием многократно повторяющейся нагрузки — подвижной или
пульсирующей: подкрановых балок, шпал, рамных фундаментов и перекрытий под
некоторые неуравновешенные машины и т. п.);
—	разрушения под совместным воздействием силовых факторов и неблаго-
приятных влияний внешней среды (периодического или постоянного воздействия
агрессивной среды, действия попеременного замораживания и оттаивания, воз-
действия пожара и т. п.).
Расчет по предельным состояниям второй группы предотвращать
конструкции от:
—	образования трещин, а также их чрезмерного или продолжительного рас-
крытия (если по условиям эксплуатации образование или продолжительное рас-
крытие трещин недопустимо);
—	чрезмерных перемещений (прогибов, углов перекоса и поворота, коле-
баний).
Расчет по предельным состояниям конструкции в целом, а также отдельных
ее элементов должен, как правило, производиться для всех стадий — изготовле-
ния, транспортирования, возведения и эксплуатации, при этом расчетные схемы
должны отвечать принятым конструктивным решениям.
Расчет по раскрытию трещин и по деформациям допускается не произво-
дить, если на основании опытной проверки или практики применения железо-
бетонных конструкций установлено, что раскрытие в них трещин не превыша-
ет допустимых значений и жесткость конструкций в стадии эксплуатации до-
статочна.
2.1.3.	Дополнительные требования к расчету предварительно
напряженных конструкций
Предварительные напряжения а^, а также o'sp соответственно в напрягаемой
арматуре S и S' следует назначать с учетом допустимых отклонений р значения
предварительного напряжения таким образом, чтобы для стержневой и проволоч-
ной арматуры выполнялись условия:
®sp + P < R$,seri °Sp ~ Р — Rs,ser‘	(^.1)
115
Значение р при механическом способе натяжения арматуры принимается рав-
ным 0,05 s^, а при электротермическом и электротермомеханическом способах опре-
деляется (в МПа) по формуле:
р = 30 + 360//,	(2.2)
где I — длина натягиваемого стержня (расстояние между наружными гранями
упоров), м.
При автоматизированном натяжении арматуры числитель в формуле (2.2)
принимают равным 90.
Значения напряжений асом1 и о'С0П\ соответственно в напрягаемой арматуре S
и S', контролируемые по окончании натяжения на упоры, принимаются равными о5р
и о\р за вычетом потерь от деформации анкеров и трения арматуры (см. ниже).
Значения напряжений в напрягаемой арматуре S и S', контролируемые в месте
приложения натяжного усилия при натяжении арматуры на затвердевший бетон,
принимаются равными соответственно оСОП2 и о'СОП2 и определяются из условия обес-
печения в расчетном сечении напряжений и о\р по формулам:
&соп2 ~ °Sp ~~ a(P/Ared ^^Qpysp^red^	(2*3)
° соп2 ~ sp~ a(^/^red ~ Р^ОрУ sp/^red)’	(^»4)
В формулах (2.3) и (2.4) osp, o'sp определяются без учета потерь предвари-
тельного напряжения; Р, е$р — определяются по формулам (2.9) и (2.10) при
значениях о5р и o'sp с учетом первых потерь предварительного напряжения; ysp,
у'sp — расстояния от центра тяжести приведенного сечения до точек приложе-
ния равнодействующих усилий соответственно в напрягаемой и ненапрягаемой
арматуре;
а = Es/Eb.
(2-5)
Табл. 2.1
Нагрузки и коэффициенты надежности по нагрузке у
Категория тре- бований к тре-	Нагрузки и коэффициенты надежности по нагрузке уу, принимаемые при расчете			
щиностойкости		по раскрытию трещин		по закрытию
железобетонных конструкций	по образованию трещин	непродолжи- тельному	продолжи- тельному	трещин
1	j	2	3	...14		5
1	Постоянные, длительные и крат- ковременные при /у> 1,0*	—	—	1	' 1
2	Постоянные, длительные и крат- ковременные при уу-> 1,0* (рас- чет производится для выяснения необходимости проверки по не- продолжительному раскрытию трещин и по их закрытию)	Постоянные, длительные и кратковре- менные при = 1,0		Постоянные и длительные при уу= 1,0
116
1	2	3	•1 Постоянные и длитель- ные при 7= 1.0	— ..
3	Постоянные, длительные и крат- ковременные при уу= 1,0 (рас- чет производится для выяснения необходимости проверки по рас- крытию трещин)	То же		
* Коэффициент /у принимается как при расчете по прочности.
Напряжения в арматуре самонапряженных конструкций рассчитываются из
условия равновесия с напряжениями (самонапряжением) в бетоне.
Самонапряжение бетона в конструкции определяется исходя из марки бетона по
самонапряжению Sp с учетом коэффициента армирования, расположения арматуры
в бетоне (одно-, двух- и трехосное армирование), а также в необходимых случаях —
потерь от усадки и ползучести бетона при загружении конструкции.
В конструкциях из легкого бетона классов В7,5—В12,5 значения crconi и oconi
должны превышать соответственно 400 и 550 МПа.
При расчете предварительно напряженных элементов арматуры следует учи-
тывать потери предварительного напряжения арматуры.
При натяжении арматуры на упоры следует учитывать:
а)	первые потери — от деформации анкеров, трения арматуры об огибающие
приспособления, от релаксации напряжений в арматуре, температурного перепа-
да, деформации форм (при натяжении арматуры на формы), от быстронатекаю-
щёй ползучести бетона;
б)	вторые потери — от усадки и ползучести бетона.
При натяжении арматуры на бетон следует учитывать:
а)	первые потери — от деформации анкеров, трения арматуры о стенки ка-
налов или поверхность бетона конструкции;
б)	вторые потери — от релаксации напряжений в арматуре, усадки и ползучес-
ти бетона, смятия бетона под витками арматуры, деформации стыков между блока-
ми (для конструкций, состоящих из блоков).
Потери предварительного напряжения арматуры следует определять по
табл. 2.2, при этом суммарную величину потерь при проектировании конструкций
необходимо принимать не менее 100 МПа.
При расчете самонапряженных элементов учитываются только потери предва-
рительного напряжения от усадки и ползучести бетона в зависимости от марки бе-
тона по самонапряжению и влажности среды. Для самонапряженных конструкций,
эксплуатируемых в условиях избытка влаги, потери от усадки не учитываются.
При определении потерь предварительного напряжения от усадки и ползучес-
ти бетона по табл. 2.2 при заранее известном сроке загружения конструкции по-
тери следует умножать на коэффициент определяемый по формуле
ч
<р,= 4t	(2.6)
100 + 3t
где / — время, сут, отсчитываемое при определении потерь от ползучести со дня
обжатия бетона, от усадки — со дня окончания бетонирования.
117
Определение потерь предварительного напряжения
Таблица 2.2
Факторы, вызывающие потери предварительного напряжения арматуры	Значения потерь предварительного напряжения, МПа, при натяжении арматуры	
	на упоры	на бетон
1	2	3
А. Первые потери		
1.	Релаксация напряжений арматуры: при механическом способе натяжения арматуры: а)	проволочной б)	стержневой при электротермическом и электротермомеханическом способах натяжения арма- туры: а)	проволочной б)	стержневой	(0,22 {&sp/R$tsgr) ~ 0,1) 05р 0,1а^ - 20 0,05о^ 0,03о^ (crsp принимается без учета потерь, МПа. Если вычисленные значения по- терь окажутся отрицательными, их следует принимать равными нулю)	—
2. Температурный перепад (разность температур натяну- той арматуры в зоне нагрева и устройства, воспринимающего усилие натяжения при прогре- ве бетона)	Для бетона классов В15—В40 1,25 At Для бетона класса В45 и выше 1,0 At, где At — разность между температурой нагреваемой арматуры и неподвижных упо- ров (вне зоны нагрева), воспринимающих усилие натяжения, °C. При отсутствии точных данных принимается At = 65 °C. При подтягивании напрягаемой арматуры в процессе термообработки на величину, компенсирующую потери от температурного перепада, последние принимаются рав- ными нулю	—
1	2	3
3. Деформации анкеров, рас- положенных у натяжных уст- ройств	(Д1/1) Es, где Д1 — обжатие опрессованных шайб, смятие высаженных головок и т. п., Принимаемое равным 2 мм; смещение стержней в инвентарных зажимах, определяе- мое по формуле: Д1 = 1,25 0,15г/, где d — диаметр стержня, мм; / — длина натягиваемого стержня (расстояние между наружными гранями упоров формы или стенда), мм. При электротермическом способе натяжения потери от деформаций анкеров в рас- чете не учитываются, так как они учтены при определении значения полного удли- нения арматуры	[(^ + 4/,)//]^, где Д1\ — обжатие шайб или про- кладок, расположенных между ан- керами и бетоном элемента, прини- маемое равным 1 мм; Ali — деформация анкеров стакан- ного типа, колодок с пробками, ан- керных гаек и захватов, принимае- мая равной 1 мм; / — длина натягиваемого стержня (элемента), мм
4.	Трение арматуры: а)	о стенки каналов или о по- верхность бетона конструкций б)	об огибающие приспособ- ления	^(l-1/^в) где е — основание натуральных логарифмов; 6 — коэффициент, принимаемый равным 0,25; в — суммарный угол поворота оси арматуры, рад; а5р — принимается без учета потерь	0^(1- где е — основание натуральных ло- гарифмов; w, <5 — коэффициенты, определяемые по табл. 2.3.; X — длина участка от натяжного устройства до расчетного сечения, 0 — суммарный угол поворота оси арматуры, рад; °sp ~~ принимается без учета потере
120
1	2
5. Деформация стальной фор- мы при изготовлении предва- рительно напряженных железо- бетонных конструкций	где г) — коэффициент, определяемый по формулам:	| при натяжении арматуры домкратом: т] (и ~ 1)/2я	i при натяжении арматуры намоточной машиной электротермомеханическим способом I (50 % усилия создается грузом):	; т](и-1)/4и, где п — число групп стержней, натягиваемых неодновременно; Д1 — сближение упоров по линии действия усилия Р, определяемое из расчета де- формации формы;	i / — расстояние между наружными гранями упоров.	! При отсутствии данных о технологии изготовления и конструкции формы потери от j ее деформации принимаются равными 30 МПа. При электротермическом способе натяжения потери от деформации формы в расчете । не учитываются, так как они учтены при определении полного удлинения арматуры ,
6. Быстронатекающая ползу- честь для бетона: а)	естественного твердения б)	подвергнутого тепловой об- работке	। 40 cfy/Rty при ab/Rbp < а; 40а + 850 {оц/^Ьр ~ «) ПРИ °bp/Rbp > а> а и 0 — коэффициенты, принимаемые: а = 0,25 4- 0,025Я^, но не более 0,8; j 0 = 5,25 - 0,185Л^, но не более 2,5 и не менее 1,1;	— определяются на уровне ' центров тяжести продольной арматуры S и S' с учетом потерь по п.п. 1—5 настоя- щей таблицы.	j Для легкого бетона при передаточной прочности 11 МПа и ниже вместо множителя 40 1 принимается множитель 60	— Потери вычисляются по формулам п. 6а настоящей таблицы с умножением получен- ного результата на коэффициент, равный 0,85	1 — i
121
1___________________|___________________________________________________2.____________________________________________i_____________________3
7.	Релаксация напряжений ар- матуры: а)	проволочной б)	стержневой	± 	 	Б. Вторые потери		(0,22 osp/Rs ser- 0,1) asp Q,losp ~ 20 (см. пояснения к п. 1 настоящей таблицы)
8.	Усадка бетона тяжелого классов: а)	В35 и ниже б)	В40 в)	В45 и выше мелкозернистого групп: г)	А д)	Б е)	В легкого при мелком заполнителе: ж)	плотном з)	пористом	Бетон естественного твердения Бетон, подвергнутый тепловой обработке при ат- мосферном давлении 40	35 50	40 60	50 Потери определяются по п.п. 8а—б настоящей таблицы с умножением на коэффи- циент, равный 1,3	40 Потери определяются по п. 8а настоящей таблицы с умножением на коэффициент, равный 1,5	50 Потери определяются по п.п. 8а—в настоящей таблицы как для тяжелого бетона естественного твердения	40 50	45 70	60	Независимо от условий твердения бетона 30 35 40 40 50
9. Ползучесть бетона (см, п.1.26): а) тяжелого и легкого при плотном мелком заполнителе	15Qaabf/Rbp при abf/Rbp< 0,75; 300а(<т^/Л^- 0,375) при obt/Rbp> 0,75, где osp — то же, что в п. 6, но с учетом потерь по п.п. 1 — 6 настоящей таблицы; а — коэффициент, принимаемый равным для бетона: естественного твердения — 1,00; подвергнутого тепловой обработке при атмосферном давлении — 0,85	
1	2	3
б) мелкозернистого групп: А Б В в) легкого при пористом мел- ком заполнителе	Потери вычисляются по формулам п. 9а настоящей таблицы с умножением полученного результата на коэффициент, равный 1,3 Потери вычисляются по формулам п.9а настоящей таблицы с умножением полученного результата на коэффициент, равный 1,5 Потери вычисляются по формулам п. 9а настоящей таблицы при а = 0,85 Потери вычисляются по формулам п.9а настоящей таблицы с умножением полученного результата на коэффициент, рав- ный 1,2	
10. Смятие бетона под витка- ми спиральной или кольцевой арматуры (при диаметре кон- струкции до 3 м)		70 - 0,22^, где dexl — наружный диаметр кон- струкции, см
11. Деформация обжатия сты- ков между блоками (для кон- струкций, состоящих из блоков)		«Л/// Е„ где п — число швов конструкции и оснастки по длине натягиваемой арматуры; Л1 — обжатие стыка, принимаемое равным для стыков, заполненных бетоном, — 0,3 мм; при стыковании насухо — 0,5 мм; / — мина натягиваемой арматуры, мм
Примечание: йотери предварительного напряжения в напрягаемой арматуре S' определяются так же, как в арматуре 5.
Для самонапряженных конструкций потери от усадки и ползучести бетона
определяются по опытным данным.
Табл. 2.3
Коэффициенты для определения потерь от трения арматуры
Канал или поверхность	Коэффициенты для определения потерь от трения арматуры (см. п. 4 табл. 2.2)		
	(О	д при арматуре в виде	
		пучков, канатов	стержней периоди- ческого профиля
1. Канал: с металлической поверхностью	0,0030	0,35	0,40
с бетонной поверхностью, образованный жестким каналообразователем	0	0,55	0,65
то же, гибким каналообразователем	0,0015	0,55	0,65
2. Бетонная поверхность	0	0,55	0,65
Допускается использовать более точные методы для определения потерь, обос-
нованные в установленном порядке, если известны сорт цемента, состав бетона, ус-
ловия изготовления и эксплуатации конструкции и т. п.
Значение предварительного напряжения в арматуре вводится в расчет с коэф-
фициентом точности натяжения арматуры у^, определяемым по формуле:
Ysp = 1 ± ЛЪр-	(2-7)
Знак «плюс» принимается при неблагоприятном влиянии предварительного на-
пряжения (т. е. на данной стадии работы конструкции или на рассматриваемом участ-
ке элемента предварительное напряжение снижает несущую способность, способству-
ет образованию трещин и т. п.), знак «минус» — при благоприятном.
Значения Ду5р при механическом способе натяжения арматуры принимаются
равными 0,1, а при электротермическом и электротермомеханическом способах
натяжения определяются по формуле:
Ду,р = 0,5 (р/а,р) (1 + 1/ЛД	(2.8)
но принимаются не менее 0,1;
здесь — предварительные напряжения в напрягаемой арматуре S; р — допус-
тимые отклонения значения предварительного напряжения; Пр — число стержней
напрягаемой арматуры в сечении элемента.
При определении потерь предварительного напряжения арматуры, а также
при расчете по раскрытию трещин и по деформациям значение Ду5р допускается
принимать равным нулю.
Напряжения в сечениях, нормальных к продольной оси элемента, определяются
по правилам расчета упругих материалов. При этом принимают приведенное сече-
ние, включающее сечение бетона с учетом ослабления его каналами, лазами и т. п.,
а также сечение всей продольной (напрягаемой и ненапрягаемой) арматуры, умно-
123
женное на отношение а модулей упругости арматуры и бетона. Если части бетонно-
го сечения выполнены из бетонов разных классов или видов, их приводят к одному
классу или виду, исходя из отношения модулей упругости бетона.
Усилие предварительного обжатия Р и эксцентриситет его приложения е$р от-
носительно центра тяжести приведенного сечения (см. рис. 2.1.) определяются по
формулам:
“ ^Sp^-Sp + & spA Sp ~ °SAS ~ & SA
^ор ~ (GspA<фУ5р -/• о sy s — о spA spy sp cTjAj — о^Ауу^/Р,	(2«Ю)
где Op o's — напряжения в ненапрягаемой арматуре соответственно 5 и S', вы-
званные усадкой и ползучестью бетона; ysp, y'sp, ys, y's — расстояния от центра тя-
жести приведенного сечения до точек приложения равнодействующих усилий со-
ответственно в напрягаемой и ненапрягаемой арматуре S и S' (см. рис. 2.1).
линия центра
тяжести
приведенного
сечения
Рис. 2.1. Схема усилий предварительного напряжения в арматуре в поперечном сечении
железобетонного элемента
При криволинейной напрягаемой арматуре значения а5р и <j'sp умножают со-
ответственно на cos# и cos£T, где 0 и О' углы наклона оси арматуры к продоль-
ной оси элемента (для рассматриваемого сечения).
Напряжения о5р и o'sp принимают:
а)	в стадии обжатия бетона — с учетом первых потерь;
б)	в стадии эксплуатации элемента — с учетом первых и вторых потерь.
Напряжения as и u's принимают численно равными:
—	в стадии обжатия бетона — потерям напряжений от быстронатекающей
ползучести по п. 6 табл. 2.2;
—	в стадии эксплуатации элемента — сумме потерь напряжений от усадки
и ползучести бетона по п.п. 6,8 табл. 2.2.
124
Сжимающие напряжения в бетоне в стадии предварительного обжатия не
должны превышать значений (в долях от передаточной прочности бетона К^),
указанных в табл. 2.4.
Табл. 2.4
Определение сжимающих напряжений в бетоне в стадии предварительного обжатия
Напряженное состояние сечения	Способ натяжения арматуры	Сжимающие нап в стадии предвар в долях от перед бетона o/jp при расчетной зим наружного минус 40 и выше при оба		ряжения в бетоне штельного обжатия аточной прочности /Rbp, не более ней температуре юз духа, °C ниже минус 40 катии	
		цент- ральном	внецен- тренном	цент- ральном	внецен- тренном
1. Напряжения уменьшаются или не изменяются при действии внешних нагрузок	На упоры На бетон	0,85 0,70	0,95* 0,85	0,70 0,60	.0,85 0,70
2. Напряжения увеличиваются при действии внешних нагрузок	На упоры На бетон	0,65 0,60	0,70 0,65	0,50 0,45	0,60 0,50
Примечания:
1.	* Для элементов, изготовляемых с постепенной передачей усилия обжатия, при наличии
стальных опорных деталей и косвенной арматуры с объемным коэффициентом армирова-
ния и > 0,5 % на длине не менее длины зоны передачи напряжений 1р допускается прини-
мать значение opf/Rpp = 1,00
2.	Значения o^Rpp, указанные в настоящей таблице, для бетона в водонасыщенном состоянии
при расчетной температуре воздуха ниже минус 40 °C следует принимать на 0,05 меньше.
3.	Расчетные зимние температуры наружного воздуха принимаются как средние температуры
воздуха наиболее холоднойпятидневки в районе строительства согласно СНиП 2.01.01-82.
4.	Для легкого бетона классов В7,7—В12,5 значения c^f/Rfy следует принимать не более 0,30.
Напряжения определяются на уровне крайнего сжатого волокна бетона
с учетом потерь предварительного напряжения по п.п. 1—6 табл. 2.2 и при коэф-
фициенте точности натяжения арматуры у5р, равном единице.
2.2.	Свойства и сортамент бетона
2.2.1.	Показатели качества бетона
При проектировании бетонных и железобетонных конструкций в зависимос-
ти от их назначения и условий работы следует устанавливать показатели качества
бетона, основными из которых являются:
—	класс по прочности на сжатие В;
125
—	класс по прочности на осевое растяжение В, (назначают в случаях, когда
эта характеристика имеет главенствующее значение и контролируется на произ-
водстве);
—	марка по морозостойкости F (должна назначаться для конструкций, под-
вергающихся в увлажненном состоянии действию попеременного замораживания
и оттаивания);
—	марка по водонепроницаемости W (должна назначаться для конструкций,
к которым предъявляются требования ограничения проницаемости);
—	марка по средней плотности D (должна назначаться для конструкций,
к которым кроме конструктивных предъявляются требования теплоизоляции);
—	марка по самонапряжению напрягающего бетона Sp (должна назначаться
для самонапряженных конструкций, когда эта характеристика учитывается в рас-
чете и контролируется на производстве).
Классы бетона по прочности на сжатие и осевое растяжение отвечают значе-
нию гарантированной прочности бетона, МПа, с обеспеченностью 0,95.
Марка напрягающего бетона по самонапряжению представляет значение
предварительного напряжения в бетоне, МПа, создаваемого в результате его рас-
ширения при коэффициенте продольного армирования jz = 0,01.
Для бетонных и железобетонных конструкций следует предусматривать бето-
ны классов и марок в соответствии с табл. 2.5.
Табл. 25
Марки и классы бетона для железобетонных конструкций
Виды бетона	Марки бетона
1	2
Классы бетона по прочности на сжатие	
Тяжелый бетон	В3,5; В5; В7,5; В10; В12,5; В15; В20; В25; ВЗО; В35; В40; В45; В50; В55; В60
Напрягающий бетон	В20; В25; ВЗО; В35; В40; В45; В50; В55; В60
Мелкозернистый бетон групп: А — естественного твердения или подвергнутый теп-	В3,5; В5; В7,5; В10; В12,5; В15; В20;
ловой обработке при атмосферном давлении на песке	В25; ВЗО; В35; В40
с модулем крупности свыше 2,0 Б — то же, с модулем крупности 2,0 и менее	В3,5; В5; В7,5; В10; В12,5; В15; В20; В25; ВЗО
В — подвергнутый автоклавной обработке	В15; В20; В25; ВЗО; В35; В40; В45; В50; В55; В60
Легкий бетон при марках по средней плотности D800, D900	В2,5; В3,5; В5; В7,5
D1000, D1100	В2,5; В3,5; В5; В7,5; В10; В12,5
D1200, D1300	В2,5; В3,5; В5; В7,5; В10; В12,5; В15
D1400, D1500	В3,5; В5; В7,5; В10; В12.5; В15; В20; В25; ВЗО
D1600, D1700	В5; В7,5; В10; В12,5; В15; В20; В25; ВЗО; В35
D1800, D1900	В10; В12,5; В15; В20; В25; ВЗО; В35; В40
126
D2000 Ячеистый бетон при марках по средней плотности	В20; В25; ВЗО; В35; В40
: автоклавный: неавтоклавный 0500 0600 0700 D800 D900	В1; В1,5 Bl; Bl,5; В2; В2,5; В1; В1,5 Bl,5; В2; В2,5; В3,5; Bl,5; В2; В2,5 В2,5; В3,5; В5; В2; В2,5; В3,5; В3,5; В5 ; В7,5; В3,5; В5
D1000 ,D1100 01200 | Поризованный бетон при марках по средней плотности 0800, D900, D1000 ;51 L°P> Р1?оо>. Р1300, D1400		В5; В7,5; Б10; В5; В7,5 В7,5; В10; В12.5; В15; В7,5; В10 BIO; В12,5; В15; В10; В12,5 В2,5; В3,5; В5; В7,5 В3,5; В5; В7,5	
Классы по прочности на осевое растяжение
| Тяжелый	В/0,8; В,1,2; ВД,6; Bf2; Bf2,4; ВД8; В;3,2
! Напрягающий, мелкозернистый и легкий бетоны i Марок по морозостойкости ; Тяжелый	F50; F75; F100; F150; F200; F300;
1 j Напрягающий и мелкозернистый бетоны,	F400; F500 F25; F35; F50; F75; F100; F150; F200;
1 Легкий бетон	F300; F400; F500
j Ячеистый и поризованный бетоны	Fl 5'; F25; F35; F50; F75; F100
Марок по водонепроницаемости
! Тяжелый 1 Мелкозернистый и легкий бетоны	W2; W4; W6; W8; W10; W12
Марки по средней плотности
Легкий бетон Ячеистый бетон Поризованный бетон Марки по самонапряж	D800; D900; D1000; D1100; D1200; D1300; D1400; D1500; D1600; D1700; D1800; D1900; D2000 D500; D600; D700; D800; D900; D1000; D1100; D1200 D800; D900; D1000; D1100; D1200; D1300; D1400	 ению
Напрягающий бетон	S/,0,6;	S^l; 5^1,2; S^l.5; 8«2; S^; S/
Примечания:
1.	Допускается применение бетона промежуточных классов по прочности на сжатие В22,5
и В27,5 при условии, что это приведет к экономии цемента по сравнению с применением
бетона соответственно классов В25 и ВЗО и не снизит другие технико-экономические пока-
затели конструкции.
2.	Для напрягающего бетона марка по водонепроницаемости обеспечивается не ниже W12
и в проектах может не указываться.
3.	Термины «легкий бетон» и «поризованный бетон» здесь используются соответственно для
обозначения легкого бетона плотной структуры и легкого бетона поризованной структуры
(со степенью поризации свыше 6 %).
127
Группа мелкозернистого бетона (А, Б, В) должна указываться в рабочих чер-
тежах конструкций.
Возраст бетона, отвечающий его классу по прочности на сжатие и осевое рас-
тяжение, назначается при проектировании исходя из возможных реальных сроков
загружения конструкции проектными нагрузками, способа возведения, условий
твердения бетона. При отсутствии этих данных класс бетона устанавливается
в возрасте 28 сут.
Для железобетонных конструкций не допускается применять:
—	тяжелый и мелкозернистый бетоны класса по прочности на сжатие ни-
же В7,5;
—	легкий бетон класса по прочности на сжатие ниже В3,5 — для однослой-
ных и ниже В2,5 — для двухслойных конструкций.
Рекомендуется принимать класс бетона по прочности на сжатие:
—	для железобетонных элементов из тяжелого и легкого бетонов, рассчиты-
ваемых на воздействие многократно повторяющейся нагрузки, — не ниже В15;
—	для железобетонных сжатых стержневых элементов из тяжелого, мелко-
зернистого и легкого бетонов — не ниже В15;
—	для сильнонагруженных железобетонных сжатых стержневых элементов
(например, для колонн, воспринимающих значительные крановые нагрузки, и для
колонн нижних этажей многоэтажных зданий) — не ниже В25.
Табл. 2.6
Выбор класса бетона для предварительно напряженной арматуры
[Вид и K/iacc напрягаемой арматуры
i 1. Проволочная арматура классов:
IВ-П (при наличии анкеров)
| Вр-П (без анкеров) диаметром, мм:
'до 5 включ.
6 и более
К-7_______________________________________________
2. Стержневая арматура (без анкеров) диаметром, мм:
от 10 до 18 включ., классов:
A-IV
A-V
’ A-VI и Ат-VII
120 и более, классов;
A-IV
A-V
A-VI и At-VII
> Класс бетона, не ниже
1--*---------- - -
I
I	В20
I	R20
;	ВЗО
‘ВЗО
В15
В20
ВЗО
В20
В25
ВЗО
Передаточная прочность бетона (прочность бетона к моменту его об-
жатия, контролируемая аналогично классу бетона по прочности на сжатие) на-
значается не менее 11 МПа, а при стержневой арматуре классов A-VI, At-VI,
At-VIK и At-VII, высокопрочной арматурной проволоке без анкеров и арма-
турных канатах — не менее 15,5 МПа. Передаточная прочность, кроме того,
должна составлять не менее 50 % принятого класса бетона по прочности на
сжатие.
128
Для конструкций, рассчитываемых на воздействие многократно повторяющейся
нагрузки, минимальные значения класса бетона, приведенные в табл. 2.6, при прово-
лочной напрягаемой арматуре и стержневой напрягаемой арматуре класса A-IV не-
зависимо от диаметра, а также класса А-V диаметром 10—18 мм должны увеличи-
ваться на одну ступень, т. е. 5 МПа, с соответствующим повышением передаточной
прочности бетона.
При проектировании отдельных видов конструкций допускается обоснован-
ное в установленном порядке снижение минимального класса бетона на одну сту-
пень, равную 5 МПа, против приведенной в табл. 2.6 с соответствующим снижени-
ем передаточной прочности бетона.
При расчете железобетонных конструкций в стадии предварительного
обжатия расчетные характеристики бетона принимаются как для класса бето-
на, численно равного передаточной прочности бетона (по линейной интерпо-
ляции).
При проектировании ограждающих однослойных сплошных конструкций,
выполняющих функции теплоизоляции, допускается при относительной величине
обжатия бетона c^/R^ не более 0,30 использовать напрягаемую арматуру клас-
са A-IV диаметром на более 14 мм при классах легкого бетона В7,5—В12,5,
при этом передаточная прочность бетона должна составлять не менее 80. %
класса бетона.
Мелкозернистый бетон без специального экспериментального обоснования
не допускается применять для железобетонных конструкций, подвергающихся
воздействию многократно повторяющейся нагрузки, а также для предварительно
напряженных конструкций пролетом свыше 12 м при армировании проволочной
арматурой классов В-П, Вр-П, К-7 и К-19.
Класс мелкозернистого бетона по прочности на сжатие, применяемого для
защиты от коррозии и обеспечения сцепления с бетоном напрягаемой арматуры,
расположенной в пазах и на поверхности конструкции, должен быть не ниже
В12,5, а для инъекции каналов — не ниже В25.
Для замоноличивания стыков элементов сборных железобетонных конструк-
ций класс бетона следует устанавливать не ниже В7,5.
Марки бетона по морозостойкости и водонепроницаемости бетонных и желе-
зобетонных конструкций в зависимости от режима их эксплуатации и значений
расчетных зимних температур наружного воздуха в районе строительства должны
приниматься для любых конструкций зданий и сооружений (кроме наружных стен
отапливаемых зданий) не ниже указанных в табл. 2.7, а для наружных стен отап-
ливаемых зданий — не ниже указанных в табл. 2.8.
Для замоноличивания стыков элементов сборных конструкций, которые
в процессе эксплуатации или монтажа могут подвергаться воздействию отрица-
тельных температур наружного воздухе, следует применять бетоны проектных ма-
рок по морозостойкости и водонепроницаемости не ниже принятых для стыкуе-
мых элементов.
2.2.2. Нормативные и расчетные характеристики бетона
Нормативными сопротивлениями бетона являются сопротивление осевому
сжатию призм (призменная прочность) Rhn и сопротивление осевому растяже-
нию Rhtn.
5- Полный справочник проектировщика
129
Табл. 2.7
130
Марки бетона по морозостойкости и водонепроницаемости бетонных
и железобетонных конструкции в зависимости от режима их эксплуатации
и значений расчетных зимних температур для конструкций зданий и сооружений
Условия работы конструкций		Марка бетона, не ниже					
характеристика режима	расчетная зимняя температура наружного воздуха, °C	по морозостойкости			по водонепроницаемости		
		для конструкций (кроме наружных стен отапливаемых зданий) зданий и сооружений класса по степени ответственности					
		I	II	III	I	II	III
1	2	3	4	5	6	7	8
1. Попеременное замо- раживание и оттаивание:							
а) в водонасыщенном состоянии (например, конструкции, располо- женные в сезоннооттаи- вающем слое грунта в районах вечной мерзлоты)	Ниже минус 40	F300	F200	F150	W6	W4	W2
	Ниже минус 20 до минус 40 включ.	F200	F150	F100	W4	W2	He нормируется
	Ниже минус 5 до минус 20 включ. Минус 5 и выше	F150	F100	F75	W2	He нормируется	
		ноо	F75	F50	He нормируется		
б) в условиях эпизодичес- кого водонасыщения (на- пример, надземные кон- струкции, постоянно под- вергающиеся атмосферным воздействиям)	Ниже минус 40	F200	F15(T~	F100	W4	W2	He нормируется
	Ниже минус 20 до минус 40 включ.	F100	F75	F50	W2	He нормируется	
	Ниже минус 5 до минус 20 включ. Минус 5 и выше	F75 F50	F50 F35*	F35*	He нормируется		
				F25*	To же		
в) в условиях воздушно- Ниже минус 40		F150	F100	F75	W4	W2	| He нормируется	
влажностного состояния :Ниже минус 20 до минус 40 включ.		F75	F50	F35‘	He нормируется		
при отсутствии эпизодичес-	Ниже минус 5 до минус 20 включ.	F50	F35*	F25*	To же		
1	2	3	4.	5	6	7	8
кого водонасыщения (на- пример, конструкции, по- стоянно подвергающиеся воздействию окружающего воздуха, но защищенные от воздействия атмосфер- ных осадков) 2. Возможное эпизодичес- кое воздействие темпера- туры ниже 0 °C:	Минус 5 и выше 					F35*	F25*	F15** 			* 		—
а) в водонасыщенном со- стоянии (например, кон- струкции, находящиеся в грунте или под водой)	Ниже минус 40	F150	F100	F75	«		
	Ниже минус 20 до минус 40 включ.	F75	F50	F35*			
	Ниже минус 5 до минус 20 включ.	F50	F35*	F25*	«		
	Минус 5 и выше	F35*	F25*	Не нормируется	«			.
б) в условиях воздушно- влажностного состояния (например, внутренние конструкции отапливае- мых зданий в период стро- ительства и монтажа)	Ниже минус 40 Ниже минус 20 до минус 40 включ.	F75 F50	F50 F35*	_ F35*	 F25*		*	 «		
	Ниже минус 5 до минус 20 включ.	F35*	F25*	F15**	«		
	Минус 5 и выше	F25*	F15**	Не нормируется	*		
Примечания:
1.	* Для тяжелого и мелкозернистого бетонов марки по морозостойкости не нормируются.
2.	** Для тяжелого, мелкозернистого и легкого бетонов марки по морозостойкости не нормируются.
3.	Марки бетона по морозостойкости и водонепроницаемости для конструкций сооружений водоснабжения и канализации, а также для свай и свай-оболо-
чек следует назначать согласно требованиям соответствующих нормативных документов.
4.	Расчетные зимние температуры наружного воздуха принимаются как средние температуры воздуха наиболее холодной пятидневки в районе строительст-
ва согласно СНиП 2.01.01-82.
Выбор марки бетона по морозостойкости наружных стен отапливаемых зданий
132
Табл. 2.8
Условия работы конструкций		Минимальная марка бетона по морозостойкости наружных стен отапливаемых зданий из бетонов					
относительная влажность внут- реннего воздуха помещения	%	расчетная зимняя температура наружного воздуха, °C	легкого, ячеистого, поризованного			тяжелого, мелкозернистого		
		для зданий класса по степени ответственности					
		I	11 J	III	I	II	III
*Pint >	Ниже минус 40	F100	F75	F50	F200	F150	F100
	Ниже минус 20 до минус 40 включ.	F75	F50	F35	F100	F75	F50
	Ниже минус 5 до минус 20 включ.	F50	F35	F25	F75	F50	Не нормируется
	Минус 5 и выше	F35	F25	F15*	F50	Не нормируется	То же
60 < Vint 75	Ниже минус 40	F75	F50	F35	F100	F75	F50
	Ниже минус 20 до минус 40 включ.	F50	F35	F25	F50	Не нормируется	
	Ниже минус 5 до минус 20 включ.	F35	F25	F15*	Не нормируется	То же	
	Минус 5 и выше	F25	F15*	Не нормируется		«	
Ф/n/ 60 	Ниже минус 40	F50	F35	F25	F75	F50	Не нормируется
	Ниже минус 20 до минус 40 включ.	Р35	F25	F15*	Не нормируется		
	Ниже минус 5 до минус 20 включ.	F25	F15* ,	Не нормируется	То же		
	Минус 5 и выше	F15*	Не нормируется		«		
Примечания:
1.	* Для легких бетонов марки по морозостойкости не нормируются.
2.	При наличии паро- и гидроизоляции конструкций из тяжелых, мелкозернистых и легких бетонов их марки по морозостойкости, указанные в настоящей
таблице, снижаются на одну ступень.
3.	Расчетная зимняя температура наружного воздуха принимается как средняя температура воздуха наиболее холодной пятидневки в районе строительства
согласно СНиП 2.01.01-82.
Для бетонов, подвергающихся попеременному замораживанию и оттаиванию, значения Е^, указанные в табл. 2.16, следует умножать на коэффициент ус-
ловий работы у^, принимаемый по табл. 2.15.
4.	При наличии данных о сорте цемента, составе бетона, условиях изготовления (например, центрифугированный бетон) и т. д. допускается принимать дру-
гие значения Е^, согласованные в установленном порядке.
133
Табл. 2.9
Коэффициенты надежности по бетону при сжатии и растяжении у&с и yw для расчета конструкций по предельным состояниям
Вид бетона	Коэффициенты уЬс и Ybi			
	первой группы			второй группы
	Пс	уЬ( при назначении класса бетона по прочности		
		на сжатие	на растяжение	Ybc и Ybt
Тяжелый, напрягающий, мелкозернистый, легкий и поризованный	1,3	1,5	1,3	1,0
Ячеистый	1,5	2,3		1,0
Табл. 2.10
Нормативные сопротивления бетона Rbn, Rbfn и расчетные сопротивления бетона для предельных состояний второй группы RbjSgr и Rbt)Ser
Вид	Бетон	Нормативные сопротивления бетона R^, Rbtn и расчетные сопротивления бетона для предельных состояний второй группы Rb'Ser и Rbt^er при классе бетона по прочности на сжатие																		
		В1	В1,5	В2	В2,5	В3,5	В5	В7,5	вю	В12,5	В15	В20	В25	ВЗО	В35	В40	В45	В50	В55	В60
1	.2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17	18	19	20	21
Сжатие осевое (призменная	Тяжелый и мелкозернистый	—	—	—	—	2.7 27,5	3.6 35,7	5.5 56,1	7.5 76,5	9.5 96,9	11.0 112	15.0 153	18.5 189	22.0 224	25.5 260	29.0 296	32.0 326	36.0 367	39.5 403	43.0 438
прочность) Rbn и Rb,ser	Легкий	—	—	—	1.9 19,4	2.7 27,5	3.5 35,7	5.5 56,1	7.5 76,5	9.5 96,9	11.0 112	15.0 153	18.5 189	224	25.5 260	29.0 296	 1	—	—	
	Ячеистый	0.95 9,69	1.4 14,3	1.9 19,4	2.4 24,5	3.3 33,7	4.6 46,9	6.9 70,4	9.0 91,8	10,5 107	1L5 117										
Растяжение осевое	Тяжелый	—	—	—	—	0.39 4,00	0.55 5,61	0.70 7,14	0.85 8,67	1.00 10,2	1.15 11,7	1.40 14,3	1.60 16,3	1.80 18,4	1.95 19,9	2.10 21,4	2.20 22,4	2.30 23,5	2.40 ; 2.50 24,5 25,5	
Rbtn и Rbt,ser	Мелкозернистый групп: А	—	—	—	—	0.39 4,00	0.55 5,61	0.70 7,14	0.85 8,67	1.00 10,2	L15 11,7	1.40 14,3	1.60 16,3	1.80 18,4	1.95 19,9	2.10 21,4			—	
	Б		—	—	—	0,26 2,65	0.40 4,08	0.60 i 0.70 6,12 7,14		0.85 8,67	0.95 9,69	1.15 11,7	1,35 13,8	1.50 15,3	—	—	—		—	—
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17	18	19	20	21
	В					—					L15 11,7	1.40 14,3	1.60 16,3	1.80 18,4	1.95 19,9	2.10 21,4	2.20 22,4	2.30 2.40 23,5 24,5		2.50 25,5
	Легкий при мелком заполнителе:																			
	плотном	—	—	—	0.29 2,96	0J9 4,00	0.55 5,61	0.70 7,14	0.85 8,67	1.00 10,2	1,15 11,7	1.40 14,3	1.60 16,3	1.80 18,4	1.95 19,9	2.10 21,4	—	—	—	—
	пористом	—	—	—	0.29 2,96	О 4,00	0.55 5,61	0.70 7,14	0.85 8,67	1.00 10,2	1.10 11,2	1.20 12,2	1.35 13,8	1.50 15,3	1.65 16,8	1.80 18,4	—	—	—	—
	Ячеистый	0.14 1,43	0.21 2,24	0^ 2,65	0.31 3,16	0.41 4,18	L55 5,61	0.63 6,42	0^9 9,08	L0Q 10,2	1.05 10,7					—					
134
Примечания:
1.	Над чертой указаны значения в МПа, под чертой — в кгс/см2.
2.	Группы мелкозернистых бетонов приведены в п. 2.2.
3.	Значения сопротивлений приведены для ячеистого бетона средней влажностью 10 %.
4.	Для керамзитоперлитобетона на вспученном перлитовом песке значения и ser принимают как для легкого бетона на пористом песке с умножени-
ем на коэффициент 0,85.
5.	Для поризованного бетона значения Rbn и Rb ser принимают такими же, как для легкого бетона, а значения Rbtn и Rbt ser умножают на коэффициент 0,7.
6.	Для напрягающего бетона значения Rbn и Rb ser принимают такими же, как для тяжелого бетона, а значения и Rbt>ser умножают на коэффициент 1,2.
Табл. 2.11
Расчетные сопротивления бетона для предельных состояний первой группы Rb и Rbt по прочности на сжатие
Вид сопро- тивления	Бетон	Расчетные сопротивления бетона для предельных состояний первой группы Rb и Rbt при классе бетона по прочности на сжатие																		
		В1	В1,5	В2	В2,5	В3,5	В5	В7,5	В10	В12,5	В15	В20	В25	ВЗО	В35	В40	В45	В50	В55	В60
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17	18	19	20	21
Сжатие осевое (призменная прочность) Rb	Тяжелый и мелкозернистый		—	—	—	2.1 21,4	2.8 28,6	4.5 45,9	6.0 61,2	L5 76,5	15 86,7	11.5 117	। 1 14.5 17.0 148 1 173 	।			19.5 199	22.0 224	25.0 255	27.5 280	30.0 306	33.0 336
135
1	г	3	4	5	6	7	8	. 9	10	11	12	13	14	15		17	18		19	20	j 21
	Легкий	—	—	—	1.5 15,3	2d 21,4	2.8 28,6	4.5 45,9	6.0 61,2	7.5 76,5	15 86,7	11.5 117	IM 148	17.0 173	12x1 199	22.0 224	—	—	—	—
	Ячеистый	0.63 6,42	М5 9,69	и 13,3	1.6 16,3	2x2 22,4	3.1 31,6	4.6 46,9	6.0 61,2	7.0 71,4	7.7 78,5									
Растяжение осевое R^ 		Тяжелый	—	—	—	—	0.26 2,65	MZ 3,77	MS 4,89	0.57 5,81	Мб 6,73	Ml 7,65	M0 9,18	1x01 10,7	1x20 12,2	L20 13,3	1.40 14,3	1.45 14,8	1.55 15,8	L60 16,3	1.65 16,8
	Мелкозернистый групп: А Б В	—	—	—	—	Мб 2,65	MZ 3,77	MS 4,89	0.57 5,81	Мб 6,73	Ml 7,65	M0 9,18	LOl 10,7	L20 12,2	1.30 13,3	1.40 14,3				—	—
		—	—	—	—	0.17 1,73	0.27 2,75	0.40 4,08	Ml 4,59	0.51 5,81	0.64 6,53	MZ 7,85	0x20 9,18	1.00 10,2	—	— —				—
											Ml 7,65	0.90 9,18	UH 10,7	1.20 12,2	1.30 13,3	1.40 1.45 ' 1.55 14,’ 14,8 j 15,8			1,60 16,3	1.65 16,8
	Легкий при мелком заполнителе: плотном пористом	—	—	—	мо 2,04	Мб 2,65	0.37 3,77	MS 4,89	MZ 5,81	0.66 6,73	Ml 7,65	M0 9,18	1.05 10,7	1.20 12,2	1.30 13,3	1.40 14,3				
		—	—	—	МО 2,04	0.26 2,65	MZ 3,77	MS 4,89	MZ 5,81	Мб 6,73	0.74 7,55	M0 8,16	M0 9,18	L00 10,2	LIO 11,2	1.20 12,2	—	—	—	—
	Ячеистый	0.06 0,613	0.09 0,918	М2 1,22	0.14 1,43	0.18 1,84	М4 2,45	MS 2,86	М2 4,00	0.44 4,49	Мб 4,69									
Примечания:
1.	Над чертой указаны значения в МПа, под чертой — в кгс/см2.
2.	Группы мелкозернистых бетонов приведены в п. 2.2.
3.	Значения расчетных сопротивлений приведены для ячеистого бетона средней влажностью 10 %.
4.	Для керамзитоперлитобетона на вспученном перлитовом песке значения принимают как для легких бетонов на пористом песке с умножением на ко-
эффициент 0,85.
5.	Для поризованного бетона значения принимают такими же, как для легкого бетона, а значение	умножают на коэффициент 0,7.
6.	Для напрягающего бетона значение	принимают таким же, как рдя тяжелого бетона, а значения R^ умножают на коэффициент 1,2.
Табл. 2.12
Расчетные сопротивления бетона для предельных состояний
первой группы Rbt по прочности на осевое растяжение
|	Вид	Бетон	Расчетные сопротивления бетона для предельных состояний первой группы Rbl при классе бетона	
'сопротивления		по прочности на осевое растяжение	
		В/0,8	В/1,2 В, 1,6 | В,2,0 | В/2,4 1 В/2,8	В, 3,2
| Растяжение	Тяжелый, напрягающий,	0.62	0.93 1.25 ! 1.55 ! 1.85 2.15 2.45
1 осевое	мелкозернистый и легкий	6,32	9,49 12,7 15,8 ! 18,9 21,9 25,0
Примечание: над чертой указаны значения в МПа, под чертой — в кгс/см2.
Табл. 2.13
Коэффициент условий работы бетона
1 Факторы, обусловливающие введение коэффициента условий работы бетона 			 	-1	J 1. Многократно повторяющаяся нагрузка	Коэффициент условий работы бетона условное j числовое обозначение! значение ... з'ГЗ гм [ См- 1 табл. 2.14	
2. Длительность действия нагрузки: а) при учете постоянных, длительных и кратковременных нагрузок, кро- ме нагрузок непродолжительного действия, суммарная длительность действия которых за период эксплуатации мала (например, крановые нагрузки; нагрузки от транспортных средств; ветровые нагрузки; наг- рузки, возникающие при изготовлении, транспортировании и возведе- нии и т. п.), а также при учете особых нагрузок, вызванных деформа- , циями просадочных, набухающих, вечномерзлых и подобных грунтов	Yb2	
для тяжелого, мелкозернистого и легкого бетонов естественного J твердения и подвергнутых тепловой обработке: ! в условиях эксплуатации конструкций, благоприятных для нарас- тания прочности бетона (например, под водой, во влажном грунте {или при влажности воздуха окружающей среды свыше 75 %)		1,00
! в остальных случаях		0,90
!для ячеистого и поризованного бетонов независимо от условий экс- jплуатации		0,85
i6) при учете в рассматриваемом сочетании кратковременных наг- рузок (непродолжительного действия) или особых нагрузок1, не ука- занных в п. 2а, для всех видов бетона		1,10
3. Бетонирование в вертикальном положении (высота слоя бетониро- вания свыше 1,5 м) для бетона: тяжелого, мелкозернистого, легкого ячеистого и поризованного	Yb3	0,85 0,80
4. Влияние двухосного сложного напряженного состояния «сжатие — растяжение» на прочность бетона	Yb4	См. п, 4.11
136
1	2	3
\ Бетонирование монолитных бетонных столбов и железобетонных колонн с наибольшим размером сечения менее 30 см	?Ь5	0,85
6, Попеременное замораживание и оттаивание	YbG	Cm. табл. 2.15.
7. Эксплуатация на защищенных от солнечной радиации конструкций в климатическом подрайоне IVA в соответствии со СНиП 2.01.01-82	Ybl	0,85
18. Стадия предварительного обжатия конструкций: । а) с проволочной арматурой: для легкого бетона для остальных видов бетона	П8	1,25 1,10
6) со стержневой арматурой: для легкого бетона для остальных видов бетона		1,35 1,20
9. Бетонные конструкции	Yb9	0,90
10. Бетонные конструкции из высокопрочного бетона при учете коэф- фициента ।	g^io	0,3 + (D<1 (значение (D CM. n. 3.12)
11. Влажность ячеистого бетона, %: 10 и менее св. 25 св. 10, но менее 25	mi	1,00 0,85 По интер- поляции
12. Бе^он для замоноличивания стыков сборных элементов при толщи- не шва менее 1/ 5 наименьшего размера сечения элемента и менее 10 см	Ybl2	1,15
Примечания:
1.	При введении дополнительного коэффициента условий работы, связанного с учетом осо-
бых нагрузок согласно указаниям соответствующих нормативных документов (например,
при учете сейсмических нагрузок), принимается = 1Д
2.	Коэффициенты условий работы бетона по п.п. 1, 2, 6, 7, 9, 11 должны учитываться при оп-
ределении расчетных сопротивлений R(> и по п. 4 — при определении R(,iiSerl а по ос-
тальным позициям — только при определении R^.
3.	Для конструкций, находящихся под действием многократно повторяющейся нагрузки, ко-
эффициент у^ учитывается при расчете по прочности, а — при расчете на выносли-
вость и по образованию трещин.
4.	При расчете конструкций в стадии предварительного обжатия коэффициент у^ не учиты-
вается.
5.	Коэффициенты условий работы бетона вводятся независимо друг от друга, но при этом их
произведение должно быть не менее 0,45.
Коэффициент линейной температурной деформации при изменении тем-
пературы от минус 40 до плюс 50 °C в зависимости от вида бетона принимается
равным:
для тяжелого, мелкозернистого бетонов и легкого бетона при мелком плот-
ном заполнителе — 1 • 10-5 °C*1;
для легкого бетона при мелком пористом заполнителе — 0,7-10"5 °C-1;
для ячеистого и поризованного бетонов — 0,8* 10-5 °C*1.
137
Табл. 2.14
Коэффициенты условий работы бетона
Бетон	Состояние бетона по влажности	Коэффициент условий работы бетона у^ при многократно повторяющейся нагрузке и коэффициенте асимметрии цикла рь, равном						
		0-0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7
1. Тяжелый	Естественной влажности	0,75	0,80	0,85	0,90	0,95	1,00	1,00
	Водонасыщенный	0,50	0,60	0,70	0,80	0,90	0,95	1,00
2. Легкий	Естественной влажности	0,60	0,70	0,80	0,85	0,90	0,95	1,00
	Водонасыщенный	0,45	0,55	0,65	0,75	0,85	0,95	1,00
Примечание: рь = ^b,min/ab max» гАе ab miw °b,max ~ соответственно наименьшее и наиболь-
шее напряжения в бетоне в пределах цикла изменения нагрузки.
Табл. 2.15
Коэффициент условий работы бетона при попеременном замораживании
и оттаивании для бетона
Условия эксплуатации конструкции	Расчетная зимняя температура наружного воздуха, °C	Коэффициент условий работы бетона у^	
		тяжелого и мелкозернистого	легкого и поризованного
Попеременное замора- живание и оттаивание:			
а) в водонасыщенном	Ниже минус 40	0,70	0,80
состоянии	Ниже минус 20 до минус 40 включ.	0,85	0,90
	Ниже минус 5 до минус 20 включ. Минус 5 и выше	0,90 0,95	1,00
б) в условиях эпизо-	Ниже минус 40	0,90	
дического водона- сыщения	Минус 40 и выше	1,00	1,00
Примечания:
1. Расчетная зимняя температура наружного воздуха принимается как средняя температура
воздуха наиболее холодной пятидневки в районе строительства согласно СНиП 2.01.01-08.
2. При превышении марки бетона по морозостойкости по сравнению с требуемой согласно
табл. 2.7. коэффициенты настоящей таблицы могут быть увеличены на 0,05 соответственно
каждой ступени превышения, однако не могут быть больше единицы.
При наличии данных о минералогическом составе заполнителей, расходе це-
мента, степени водонасыщения бетона, морозостойкости и т. д. допускается при-
нимать другие значения abt, обоснованные в установленном порядке. Для расчет-
ной температуры ниже минус 50 °C значения abt принимаются по эксперименталь-
ным данным.
Начальный коэффициент поперечной деформации бетона v (коэффициент Пуас-
сона) принимается равным 0,2 для всех видов бетона, а модуль сдвига бетона G — рав-
ным 0,4 соответствующих значений Еь, указанных в табл. 2.16.
138
Табл. 2.16
Начальные модули упругости бетона при сжатии и растяжении Еь • 1(Н
по прочности на сжатие
Бетон	Начальные модули упругости бетона при сжатии и растяжении • 10"^ при классе бетона по прочности на сжатие
	В1	В1,5	В2	В2,5	В3,5	В5	В7,5	В10	В12.5	В15	В20	В25	ВЗО	В35	В40	В45	В50	В55	В60
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17	18	19	20
Тяжелый:																			
естественного твердения	—	—	—	—	9.5	13.0	16.0	18.0	21.0	23.0	27.0	30.0	32.5	34.5	36.0	37.5	39.0	39.5	40.0
					96,9	133	163	184	214	235	275	306	331	352	367	382	398	.403	408
подвергнутый тепловой обработ-	—	—	—	—	15	11.5	14.5	16.0	19.0	20.5	24.0	27.0	29.0	31.0	32J	34.0 —	35.0	1L5	36.0
ке при атмосферном давлении					86,7	117	148	163	194	209	245	275	296	316	332	347	357	362	367
подвергнутый автоклавной	—	—	—	—	Lfi	9.88	12.0	13.5	16.0	17.0	20.0	22.5	24.5	26.0	27.0	28.0	29.0	29.5	30.0
обработке					71,4	99,5	122	138	163	173	204	230	250	265	275	286	296	301	306
Мелкозернистый групп:																			
А — естественного твердения	—	—	—	—	7.0	10,0	13.5	15.5	17.5	19.5	22.0	24.0	26.0	27.5	28.5	—	—-	—	—
					71,4	102	138	158	178	199	224	245	265	280	291				
подвергнутый тепловой об-	—	—	—	—	6.5	9.0	12.5	14.0	15.5	17.0	20.0	21.5	23.0	24.0	24.5	—	—	—	—
работке, при атмосферном					66,3	91,8	127	143	158	173	204	219	235	245	250				
давлении																			
Б — естественного твердения	—	—	—	—	6.5	9.0	12.5	14.0	15.5	17.0	20.0	21.5	23.0	—			—	—	—
					66,3	91,8	127	143	158	173	204	219	235						
подвергнутый тепловой об-	—	—	—	—	5.5	8.0	11.5	13.0	14.5	15.5	17.5	19.0 —	20.5	—	—	—	—	—	—
работке при атмосферном					56,1	81,6	117	133	148	158	178	194	209						
давлении																			
В — автоклавного твердения					—					16.5	18.0	19.5	21.0	22.0	23.0	23.5	24.0	24.5	2L0
-										168	184	199	214	224	235	240	245	250	255
140
1	2	3	4	5	6	7
Легкий и поризованный мар- ки по средней плотности D: 800				4,0	4.5	5.0
1000	—	—		40,8 5,0	45,9 5.5	51,0 6.3
1200	—	—	—	51,0 6,0	66,1 6.7	64,2 7,6
1400					—	61,2 7,0	68,3 7.8	77,5 8.8
1600	—	—	—	71,4	79,5 9,0	89,7 10.0
1800	—	—	—	—	91,8	102 11.2
2000				—		114
Ячеистый автоклавного твер- дения марки по средней плот- ности D: 500	1.1	1,4			-	-
600	11,2 1,4	14,3 1,7	1,8	2,1	—	—
700	14,3	17,3 1,9	18,4 2.2	21,4 2,5	2.9	—
		19,4	22,4	25,5	29,6	
8	9	10	11	12	13	14	15	16	17	18	19	20
5J 56,1												
7.2 73,4	8.0 81,6	8.4 85,7						—				
12 88,7	15 96,9	10.0 102	10.5 107					—				
10.0 102	11.0 112	11.7 119	12.5 127	13.5 138	14.5 148	155 158	—	—	—	—	—	—
11.5 117	12.5 127	13.2 135	14.0 143	15.5 158	16.5 168	17.5 178	18.0 184	—	—	—	—	—
13.0 133	14.0 143	14.7 150	158	ILfi 173	18.5 189	19.5 199	20.5 209	21.0 214	—	—	—	— i
14.5 148	16.0 163	17.0 173	18.0 184	19,5 199	21.0 214	22.0 224	210 235	23.5 240	—	—	—	—
													
Примечания:
1.	Над чертой указаны значения в МПа, под чертой — в кгс/см2.
2.	Для легкого, ячеистого и поризованного бетонов при промежуточных значениях плотности бетона начальные, модули упругости принимают по линейной
интерполяции.
3.	Для ячеистого бетона неавтоклавного твердения значения принимают как для бетона автоклавного твердения с умножением на коэффициент 0,8.
4.	Для напрягающего бетона значения Е^ принимают как для тяжелого бетона с умножением на коэффициент а = 0,56 + 0,006В.
5.	Для не защищенных от солнечной радиации конструкций, предназначенных для работы в климатическом подрайоне IVA значения Е^, указанные в таблице,
следует умножать на коэффициент 0,8529.
29 Согласно СНиП 2.01.01-82
2.3. Сборные элементы железобетонных конструкций
2.3.1. Общие требования
Основные требования к членению (разрезке) конструкций на сборные эле-
менты сводятся к следующим положениям: технологичность при изготовлении
элементов и транспортабельность для заданных конкретных условий, максималь-
но возможные размеры элементов, исходя из их массы, равной примерно мини-
мальной грузоподъемности заданных машин в стадии изготовления, транспорти-
рования и монтажа в целях наиболее экономичной эксплуатации машин, наимень-
ший ущерб неразрезности (монолитности) конструкций после замоноличивания
стыков сборных элементов, простота монтажа сборных элементов, наименьшие
объем монтажной сварки и трудоемкость.
Для многоэтажных зданий за основу членения конструкций принимают мас-
су 3,5 т. При этом руководствуются каталогами типовых сборных железобетон-
ных элементов. Примером членения может служить каркас многоэтажного зда-
ния, который образуют из вертикальных и горизонтальных элементов колонн
и ригелей (рис. 2.2).
Рис. 2.2. Членение конструкций на сборные элементы:
1 — колонна; 2 — ригель; 3 — вкладыги; 4 — панель перекрытия
При проектировании элементов сборных, сборно-монолитных и монолитных
конструкций в каждом конкретном случае нужно исходить из технологичности га-
баритов элементов, форм их сечения и армирования.
Технологичными считаются элементы, если их габариты, формы сечения
и армирование обеспечивают высококачественное и минимально трудоемкое мас-
совое изготовление сборных — на специализированных (изготовление одного или
двух типовых элементов) и высокомеханизированных или полностью автоматизи-
142
рованных заводах сборного железобетона, монолитных — на строительных пло-
щадках с широким использованием передовых методов производства опалубоч-
ных, арматурных и бетонных работ.
Для промышленности сборного железобетона технологичность конструкций
играет не менее важную роль, чем, например, для машиностроения, потому что на
заводах сборного железобетона широко применяют механизированное предвари-
тельное напряжение арматуры и формование элементов (вибропрокат, виброш-
тампование, вибропрессование).
При конструировании следует добиваться возможно более простого очертания
изделий, не допуская необоснованных усложнений, утяжеляющих и удорожающих
стальную или железобетонную борт-оснастку. Исходя из этого, несколько увеличи-
вают толщину стенки тавровых или двутавровых балок или толщину полки ребрис-
тых плит взамен установки соответственно вертикальных и поперечных ребер.
Во избежание появления в элементах с напрягаемой арматурой технологиче-
ских трещин и создания наиболее благоприятных условий для их распалубливания
необходимо предусматривать при их конструировании контакт изделия с формой,
не препятствующий укорочению зон бетона, обжимаемых арматурой в момент от-
пуска натяжных устройств. Ведущие проектные организации издают подробные
каталоги действующих типовых сборных железобетонных элементов.
Типизации сборных элементов
Под типовым понимают наиболее рациональный (экономичный, нетрудоем-
кий, надежный и долговечный), проверенный на практике и предназначенный для
массового заводского изготовления элемент.
В целях лучшей взаимной увязки нормы предусматривают три категории раз-
меров типовых элементов конструкций: номинальные, конструктивные и натурные.
Под номинальными размерами понимают расстояния между разбивочными осями
здания в плане. Например, панель покрытия при шаге колонн 6 м имеет номиналь-
ную длину 1п= 5970 мм. Под конструктивными понимают размеры, отличающиеся
от номинальных на величину швов и зазоров. Например, плита покрытия при но-
минальной длине 6000 мм имеет конструктивный размер 1С = 5970 мм, т. е. зазор
составляет 30 мм (рис. 2.3). Такой зазор для плит с высотой сечения более 250 мм
является минимальным. Его величина в общем случае зависит от условий и методов
монтажа. Зазор должен допускать удобную сборку элементов и заливку швов рас-
твором. Конструктивные размеры элементов назначают с учетом необходимых за-
зоров в швах и стыках, а также с учетом нормированных допусков. Под натурны-
ми понимают фактические размеры, которые могут отличаться от конструктивах
размеров на некоторую величину, называемую допуском (3...10 мм).
Предварительные форму и минимальные размеры сечения элементов назна-
чают по опыту проектирования, на основе рабочих чертежей элементов анало-
гичных типовых конструкций с учетом трудоемкости изготовления, необходимос-
ти унификации опалубки и армирования, а также конкретных условий техноло-
гии изготовления, хранения, транспортирования, монтажа и эксплуатации
конструкций. Минимальные размеры сечения элементов принимают такими, что
бы соблюдались требования по расположению арматуры в сечении (толщина за-
щитного слоя, минимальное расстояние между стержнями) и ее надежной анке-
ровки в бетоне.
143
Рис. 2.3. Номинальные и конструктивные размеры сборных элементов:
а — плит, б — ригелей; 1 — зазор> 30 мм; 2 — заливка раствором; 3 — зазор > 25 мм
Расчетные схемы элементов в стадиях изготовления, хранения, транспорти-
рования и монтажа следует назначать такими, чтобы усилия, действующие в этих
стадиях, не вызывали развития сколько-нибудь существенных деструктивных про-
цессов и не превышали прочности и трещиностойкости нормальных и наклонных
сечений элементов при эксплуатации. С этой целью места расположения монтаж-
ных петель, строповочных отверстий, разнообразных прокладок (опор) при хра-
нении и транспортировании устанавливают расчетом по прочности, по образова-
нию трещин и указывают в рабочих чертежах, нагрузку от собственного веса эле-
мента принимают с коэффициентом динамичности 1,6 — при транспортировании,
1,4 — при подъеме и монтаже, при этом коэффициент надежности по нагрузке от
собственного веса принимают уу = 1.
Коэффициентом динамичности учитывают силы инерции, возникающие при
неравномерном перемещении конструкций. К числу наиболее характерных приме-
ров отличия расчетной схемы в стадии эксплуатации от расчетной схемы в стадии
подъема, транспортирования, хранения или монтажа являются разнообразные ко-
м гы, несущая способность и жесткость которых из плоскости изгиба (рис 2.4, а)
стельно меньше, чем в плоскости изгиба (в стадии экплуатации, рис 2.4, б)
-менты с сечениями значительной высоты и относительно малой ширины (высо-
кие балки, фермы, стеновые панели) хранят, транспортируют и монтируют в рабо-
положении, так как обеспечить их прочность в этих стадиях работы в горизон-
тальном положении весьма затруднительно.
Пояснительная записка к проекту конструкции в целом или к группе рабочих
чертежей на арматуру содержит:
—	наименьшие размеры опорных участков, степень (качество) их отделки
и способы опирания;
—	порядок и степень обжатия бетона поперечной арматурой с целью отда-
ления момента тре-щинообразования в торцовых участках элементов;
144
—	порядок и последовательность монтажа элементов конструкций, а также
мероприятия, обеспечивающие их прочность и устойчивость при монтаже и общую
устойчивость здания на всех стадиях возведения и эксплуатации: места для захвата
элементов при подъеме и монтаже, места и способы опирания элементов при хране-
нии и транспортировании;
—	указание на недопустимость передачи постоянной или временной нагрузки
непосредственно на арматуру (подвеска опалубки, вспомогательного оборудования),
если эта нагрузка не учтена в расчете, номера ГОСТов и ТУ на арматуру;
—	мероприятия по антикоррозионной защите арматуры, бетона, стальных
закладных деталей и связей и по защите их от воздействия высоких температур,
если таковые необходимы;
Рис 2.4. Расчетные схемы колонн при подъеме:
а — расчетное сечение колонны в плоскости изгиба; б — расчетное сечение колонны
из плоскости изгиба; в — расчетные схемы при подъеме; 1 — монтажные петли;
2 — стропы
—	вид сварки арматурных стержней и номер технических условий на сварку,
способ изготовления пространственного каркаса (при его наличии) и порядок его
сборки, способ и места обрезки напрягаемой арматуры изготовленной конструкции;
—	вид прокатных элементов закладных деталей и марка стали, способ сварки
элементов проката с анкерными стержнями и номер ТУ на сварку, способы крепле-
ния закладных деталей к арматурному каркасу или к форме;
—	величину передаточной R^, отпускной прочности бетона и другие требо-
вания, влияющие на качество железобетонных конструкций;
—	особо отмечается недопустимость мгновенного отпуска арматуры, при по-
вторном натяжении арматуры указывают величину усилия повторного натяжения
и время выдержки между первым и повторным натяжением.
145
2.4. Арматура
2.4.1.	Сортамент арматуры
Для армирования железобетонных конструкций должна применяться армату-
ра, отвечающая требованиям соответствующих государственных стандартов или
утвержденных в установленном порядке технических условий и принадлежащая
к одному из видов, указанных в табл. 2.17.
Табл. 2.17
Виды и классы арматуры для армирования железобетонных конструкций
Вид арматуры	Класс арматуры
Стержневая арматурная сталь	
горячекатаная	гладкая класса А-I, периодического профиля классов А-П и Ас-П, А-Ш, A-IV, A-V, A-VI
термически и термомеханически	периодического профиля классов Ат-ШС, At-IV,
упрочненная	At-IVC, At-IVK, At-V, At-VK, At-VCK, At-VI, At-VIK и At-VII
Проволочная арматурная сталь	арматурная холоднотянутая проволока: обыкновенная — периодического профиля класса Вр-I; высокопрочная — гладкая класса В-П, периодического профиля класса Вр-П
Арматурные канаты	спиральные семипроволочные класса К-7, девятнадцати- проволочные класса К-19
Для закладных деталей и соединительных накладок принимается, как прави-
ло, прокат из углеродистой стали соответствующих марок согласно табл. 2.18.
Табл. 2.18
Требования по применению проката для закладных деталей конструкций
Характеристика закладных деталей	Прокат для закладных предназначенных для работы г до минус 30 ВКЛЮЧ.		деталей конструкций, гри расчетной температуре, °C ниже минус 30 до минус 40 включ.	
L	 1.	Рассчитываемые на усилия от нагрузок: а)	статических б)	динамических и многократно повторяющихся [2. Конструктивные (не рассчиты- ваемые на силовые воздействия)	Прокат по ГОСТ 535-88 СтЗкп2-1 СтЗпс5-1 СтЗсп5-1 СтЗкп2-1	Толщина проката, мм 4-30 4-10 	11-30 4-30	Прокат по ГОСТ 535-88 СтЗпс5-1 СтЗпс5-1 СтЗсп5-1 СтЗкп2-1	Толщина проката, мм 4-30 4-10 11-30 4-30
Примечания:
1.	Расчетную температуру принимают как среднюю температуру воздуха наиболее холодной
пятидневки в районе строительства согласно СНиП 2.01.01-08.
146
2.	Для листового проката группа проката не устанавливается (СтЗкп2, СтЗпс5 к СтЗсп5).
3.	Вместо указанного в таблице проката по ГОСТ 535-88 допускается применение фасонного
и листового проката для строительных стальных конструкций по ГОСТ 27772-88: С235 —
вместо СтЗкп2-1, С245 — вместо СтЗпс5-1, С255 — вместо СтЗсп5-1.
4.	При соответствующем технико-экономическом обосновании допускается применение про-
ката из полуспокойной и спокойной стали вместо указанной в таблице соответственно ки-
пящей и полуспокойной, а также применение проката групп II и III.
Табл. 2.19
Виды арматуры
для ненапрягаемых элементов армирования железобетонных конструкций
Вид арматуры	Класс арматуры	Назначение
Стержневая арматура	At-IVC	Для продольной арматуры
*	А-Ш и Ат-ШС	Для продольной и.поперечной арматуры
*	А-I, А-П и Ас-П	Д\я поперечной и продольной арматуры
	A-IV, Ат-IV и At-IVK	Д'.я продольной арматуры в вязаных кар- касах и сетках
*	A-V, Ат-V, At-VK, At-VCK, А-VI, At-VI, At-VIK, At-VII	Для продольной сжатой арматуры, а также Для продольной сжатой и растянутой ар- матуры при смешанном армировании конструкции в вязаных каркасах и сетках
Арматурная проволока	Bp-I	Д\я поперечной и продольной арматуры
В качестве ненапрягаемой арматуры железобетонных конструкций допуска-
ется применять арматуру класса А-Шв для продольной растянутой арматуры
в вязаных каркасах и сетках.
Арматуру классов А-Ш, Ат-ШС, Ат-IVC, Bp-I, A-I, А-П и Ас-П рекоменду-
ется применять в виде сварных каркасов и сеток.
Допускается использовать в сварных сетках и каркасах арматуру классов А-Шв,
At-IVK (из стали марок 10ГС2 и 08Г2С) и Ат-V (из стали марки 20ГС) при выполне-
нии крестообразных соединении контактно-точечной сваркой.
В конструкциях с ненапрягаемой арматурой, находящихся под давлением га-
зов, жидкостей и сыпучих тел, следует применять стержневую арматуру классов
А-П, A-I, А-Ш и Ат-ШС и арматурную проволоку класса Вр-1.
В качестве напрягаемой арматуры предварительно напряженных конструк-
ций следует применять:
а)	стержневую арматуру классов A-V, Ат-V, At-VK, At-VCK, A-VI, At-VI,
At-VIK и At-VII;
б)	арматурную проволоку классов B-II, Вр-П и арматурные канаты классов
К-7 и К-19.
В качестве напрягаемой арматуры допускается применять стержневую арма-
туру классов A-IV, Ат-IV, At-IVC, At-IVK и А-Шв.
В конструкциях до 12 м включительно следует преимущественно применять
стержневую арматуру классов Ат-VII, At-VI и At-V мерной длины.
Для армирования предварительно напряженных конструкций из легкого бе-
тона классов В7,5 — В12,5 следует применять стержневую арматуру классов A-.IV,
Ат-IV, At-IVC, At-IVK и А-Шв.
147
В качестве напрягаемой арматуры предварительно напряженных железобетон-
ных элементов, находящихся под воздействием газов, жидкостей и сыпучих тел,
следует применять: арматурную проволоку классов В-П, Вр-П и арматурные канаты
классов К-7 и К-19; стержневую арматуру классов A-V, Ат-V, At-VK, At-VCK,
A-VI, Ат-VI, Ат-VIK и Ат-VII; стержневую арматуру классов A-IV, Ат-IV, Ат-IVK
и Ат-IVC, а также арматуру класса А-Шв.
В качестве напрягаемой арматуры конструкций, предназначенных для экс-
плуатации в агрессивной среде, следует преимущественно применять арматуру
класса A-IV, а также классов Ат-VIK, At-VK, At-VCK, At-IVK и арматуру других
видов в соответствии со СНиП 2.03.11-85.
2.4.2.	Нормативные сопротивления арматуры
За нормативные сопротивления арматуры Rsn принимают наименьшие контроли-
руемые значения предела текучести, физического или условного (равного значению
напряжений, соответствующих остаточному относительному удлинению 0,2 %).
Указанные контролируемые характеристики арматуры принимаются в соответ-
ствии с государственными стандартами или техническими условиями на арматурную
сталь и гарантируются с вероятностью не менее 0,95.
Табл. 2.20
Нормативные сопротивления Rsn для основных видов стержневой арматуры
Стержневая арматура классов	Нормативные сопротивления растяжению и расчетные сопротивления растяжению для предельных состояний второй группы Rs ser, МПа (кгс/см2)
A-I	235 (2400)
А-П	295 (3000)
А-Ш	390 (4000)
A-IV	590 (6000)
A-V	788 (8000)
A-VI	980 (10 000)
At-VII	1175 (12 000)
А-Шв	540 (5500)
Примечание: расчетные сопротивления арматуры растяжению Rs для предельных состояний
первой и второй групп определяются как Rs = Rsn/ ys где у5 — коэффициент надежности по
арматуре, принимаемый по табл. 2.22.
Табл. 2.21
Нормативные сопротивления Rsn для основных видов проволочной арматуры
Проволочная арматура классов	Класс прочности	Диаметр арматуры, мм	Нормативные сопротивления растяжению Rsn и расчетные сопротивления растяжению для предельных состояний второй группы Rs serf МПа (кгс/см2)
1	2	3	4
Вр-1	—	3-5	490 (5000)
В-П	1500	з	1500 (15 300)
148
1	2	3	4
	1400	4-5	1400 (14 250)
	1300	6	1300 (13 250)
	1200	7	1200 (12 200)
	1100	8	1100 (11 200)
Вр-П	1500	3	1500 (15 300)
	1400	4-5	1400 (14 250)
	1200	6	1200 (12 200)
	1100	7	1100 (11 200)
	1000	8	1000 (10 200)
К-7	1500	6-12	1500 (15 300)
	1400	15	1400 (14 250)
К-19	1500	14	1500 (15 300)
Примечания:
1.	Класс прочности проволочной арматуры — установленное стандартами значение ее услов-
ного предела текучести в Н/мм2.
2.	В обозначении проволочной арматуры классов В-П, Вр-П, К-7 и К-19 в соответствии с го-
сударственными стандартами указывают ее класс прочности (например, обозначение про-
волоки класса В-П диаметром 3 мм — 03В15ОО, класса Вр-П d = 5 мм — 05Вр1400, кана-
тов класса К-7 d = 12 мм — 012К7-15ОО).
Коэффициент надежности по арматуре
Табл. 2.22
Арматура	Коэффициент надежности по арматуре ys при расчете конструкций по предельным состояниям	
	первой группы	второй группы
Стержневая классов:		
А-1, А-П	1,05	1,00
А-Ш диаметром, мм: 6-8	1,10	1,00
10-40	1,07	1,00
A-IV, A-V	1,15	1,00
A-VI, At-VII	1,20	1,00
А-Шв с контролем: удлинения и напряжения	1,10	1,00
только удлинения	1,20	1,00
Проволочная классов: Вр-1	1,2 .	1,00
В-П, Вр-П	1,20	1,00
К-7, К-19	1,20	1,00
2.4.3.	Расчетные сопротивления арматуры
Л
Расчетные сопротивления арматуры сжатию Rsc> используемые при расчете
конструкций по предельным состояниям первой группы, при наличии сцепления
арматуры с бетоном следует принимать по табл. 2.23 и 2.24.
149
При расчете в стадии обжатия конструкций значение Rsc следует принимать не
более 330 МПа, а для арматуры класса А-Шв — равным 170 МПа.
При отсутствии сцепления арматуры с бетоном принимается значение Rsc = 0.
Табл. 2.23
Расчетные сопротивления арматуры растяжению (с округлением)
для основных видов стержневой арматуры при расчете конструкций
по предельным состояниям первой группы
Стержневая арматура классов	Расчетные сопротивления арматуры для предельных состояний первой группы, МПа (кгс/см2)		
	растяжению		сжатию. Rsc
	продольной Rs	поперечной (хомутов и отогнутых стержней) Rsw	
A-I	225 (2300)	175 (1800)	225 (2300)
А-П	280 (2850)	225 (2300)	280 (2850)
А-Ш диаметром, мм: 6-8	355 (3600)	285* (2900)	355 (3600)
10-40	365 (3750)	290* (3000)	365 (3750)
A-IV	510 (5200)	405 (4150)	450 (4600)**
A-V	680 (6950)	545 (5550)	500 (5100)**
A-VI	815 (8300)	650 (6650)	500 (5100)**
AT-VII	980 (10 000)	785 (8000)	500 (5100)**
А-Шв с контролем: удлинения и напряжения	490 (5000)	390 (4000)	200 (2000)
только удлинения	450 (4600)	360 (3700)	200 (2000)
Примечания:
1.	* В сварных каркасах для хомутов из арматуры класса А-Ш, диаметр которых меньше 1/3 ди-
аметра продольных стержней, значения R^ принимаются равными 255 МПа (2600 кгс/см2).
2.	** Указанные значения Rsc принимаются для конструкций из тяжелого, мелкозернистого
и легкого бетонов при учете в расчете нагрузок, указанных в п. 2а табл. 2.13; при учете на-
грузок, указанных в п. 26 табл. 2.13, принимается значение Rsc = 400 МПа. Для конструк-
ций из ячеистого и поризованного бетонов во всех случаях следует принимать значение
Rsc = 400 МПа (4100 кгс/см2).
3.	Если по каким-либо соображениям ненапрягаемая арматура классов выше А-Ш использу-
ется в качестве расчетной поперечной арматуры (хомутов и отогнутых стержней), ее рас-
четные сопротивления R^ принимаются как для арматуры класса А-Ш.
Расчетные сопротивления арматуры для предельных состояний первой группы
снижаются (или повышаются) путем умножения на соответствующие коэффициен-
ты условий работы уя, учитывающие либо опасность усталостного разрушения, не-
равномерное распределение напряжений в сечении, условия анкеровки, низкую
прочность окружающего бетона и т. п., либо работу арматуры при напряжениях
выше условного предела текучести, изменение свойств стали в связи с условиями
изготовления и т. д.
Расчетные сопротивления арматуры для предельных состояний второй груп-
пы Rssgr вводят в расчет с у5 = 1,0.
150
Расчетные сопротивления поперечной арматуры (хомутов и отогнутых стерж-
ней) Rsw снижаются по сравнению с Rs путем умножения на коэффициенты условий
работы и ys2:
а)	независимо от вида и класса арматуры — на коэффициент у51 = 0,8. учиты-
вающий неравномерность распределения напряжений в арматуре по длине рассмат-
риваемого сечения;
б)	для стержневой арматуры класса А-Ш диаметром менее 1/3 диаметра продоль-
ных стержней и для проволочной арматуры класса Bp-I в сварных каркасах — на коэффи-
циент ys2 = 0,9, учитывающий возможность хрупкого разрушения сварного соединения.
Табл. 2.24
Расчетные сопротивления арматуры растяжению (с округлением)
для основных видов проволочной арматуры при расчете конструкций
по предельным состояниям первой группы
Проволочная арматура классов	Диаметр арматуры, мм	Расчетные сопротивления арматуры для предельных состояний первой группы, МПа (кгс/см2)		
		растяжению		сжатию Rsc
		продольной Rs	поперечной (хомутов и отогнутых стержней) ^sw	
Вр-1	3-5	410 (4200)	290 (3000)*	375 (3850)**
В-П при классе прочности: 1500	3	1250 (12750)	1000 (10200)	500 (5100)**
1400	4-5	1170 (11900)	940 (9600)	
1300	6	1050 (10700)	835 (8500)	
1200	7	1000 (10200)	785 (8000)	
1100	8	915 (9300)	730 (7450)	
Вр-П при классе прочности: 1500	3	1250 (12750)	1000 (10200)	
1400	4-5	1170 (11900)	940 (9600)	
1200	6	1000 (10200)	785 (8000)	
1100	7	915 (9300)	730 (7450)	
1000	8	850 (8700)	680 (6950)	
К-7 при классе прочности: 1500	6-12	1250 (12750)	1000 (10200)	
1400	15	1160 (12050)	945 (9600)	
К-19	14	1250 (12750)	1000 (10200)	
Примечания:
1. * При применении проволоки, в вязаных каркасах значение следует принимать равным
325 МПа (3300 кгс/см2).
2. ** Данные значения Rsc принимают при расчете конструкций из тяжелого, мелкозернистого
и легкого бетонов на нагрузки, указанные в п. 2а табл. 2.13. При расчете конструкций из бетона
этих видов на нагрузки, указанные в п.2б табл. 2.13, а также при расчете конструкции из ячеис-
того и поризованного бетонов на нагрузки всех видов значение R$c смедует принимать для арма-
туры классов: Bp-I - 340 МПа (3500 кк/см2); В-П, Вр-П, К-7 и К-19 - 400 МПа <4100 кгс/см2).
151
Расчетные сопротивления растяжению поперечной арматуры (хомутов и ото-
гнутых стержней) с учетом коэффициентов условий работы и у<2 приведены
в табл. 2.23 и 2.24.
Кроме того, расчетные сопротивления Rs, Rsc, в соответствующих случа-
ях следует умножать на коэффициенты условий работы арматуры по табл. 2.25.
2.26, 2.27 и 2.28.
Длину зоны передачи напряжений 1р для напрягаемой арматуры без анкеров
следует определять по формуле:
Ip = ("/> -	(2.11)
где (Ор и кр принимаются по табл. 2.29.
К значению R^p при необходимости вводятся коэффициенты условий работы
бетона, кроме ys2.
Величина а5р в формуле (2.11) принимается равной:
при расчете элементов по прочности — большему из значений Rs и сг^;
при расчете элементов по трещиностойкости — значению а^. Здесь osp при-
нимается с учетом первых потерь по п.п. 1—5 табл. 2.2.
В элементах из мелкозернистого бетона группы Б и из легкого бетона при
пористом мелком заполнителе (кроме классов В7,5—В12,5) значения (л)р и кр уве-
личиваются в 1,2 раза против приведенных в табл. 2.29.
Коэффициенты
условий работы арматуры
Табл. 2.25
Факторы, обуславли-	Характеристика	Класс	Коэффициент
вающие введение ко-	арматуры	арматуры	условий работы арматуры
эффициента условий			условное j числовое значение
работы арматуры			обозна :
			чение 1
	1				 . 2	-.	3	4	1	5 	 	!		' _	
1. Работа арматуры	Поперечная	Независимо	См. указания настоящей
на действие попереч-		от класса	главы (выше настоящей
ных сил			। таблицы)
2. Наличие сварных	♦	А-Ш и Вр-1	yS2	То же
соединений арматуры			1
при действии попе-			
речных сил			
3. Многократно по-	Продольная и	Независимо	у53 См. табл. 2.26
вторяющаяся нагрузка	поперечная	от класса	। 	 ।
4. Наличие сворных	Продольная и	А-1, А-Н,	См. табл. 2.27
соединений при мно-	поперечная при	А-Ш, A-IV,	
гократном повторении	наличии свар-	A-V	
нагрузки	ных соединений		
|	арматуры		
152
1	2	3	4	 5
5. Зона передачи на- пряжений для арма- туры без анкеров и 1 зона анкеровки ненап- рягаемой арматуры 1 !	Продольная напрягаемая Продольная ненапрягаемая	Независимо от класса То же		i 1 [х/^ап В формулах поз. 5: /х — расстояние от нача- ла зоны передачи напря- жений до рассматривае- мого сечения; /^, 1ап — соответственно длина зоны передачи на- пряжений и зоны анке- ровки арматуры
6. Работа высокопроч- ной арматуры при на-  пряжениях выше ус- ловного предела теку- чести	Продольная растянутая	А-1V; A-V; A-VI; At-VII; B-II; Вр-11; К-7; К-19	Ys6	Согласно указаниям настоящей главы
7. Элементы из легко- го бетона класса В7,5 и ниже	Поперечная	А-I; Вр-1	Ys7	0,8
8. Элементы из ячеис- 1 того бетона класса В7,5 и ниже	Продольная сжатая Поперечная	Независимо от класса То же	Ya	(190 + 40В/Я„ < 1 (25Д/Я1Ш) < 1
' 9. Защитное покрытие арматуры в элементах из ячеистого бетона	Продольная сжатая		YS4	См. табл. 2.28
Примечания:
I.	Коэффициенты и у^ по п.п. 3 и 4 настоящей таблицы учитываются только при расчете
на выносливость; для арматуры, имеющей сварные соединения, указанные коэффициенты
учитываются одновременно.
2.	Коэффициент уу$ по п. 5 настоящей таблицы вводится кроме расчетных сопротивлений Rs
и к предварительному напряжению арматуры о5р.
3.	В формулах п. 8 настоящей таблицы значения Rsc и Rsw даны в МПа.
Табл. 2.26
Коэффициент условий работы арматуры
при многократном повторении
нагрузки
Класс арматуры	Коэффициент условий работы арматуры y^j при многократном повторении нагрузки с коэффициентом								
	-1,0	асимметрии цикла р5, равным							
		-0,2	,0	0,2	0,4	0,7	0,8	0,9 |	1,0
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Л 1	0,41	0,63	0,70	0,77	0,90	1,00	1,00	1,00 1	1,00
Л II	0,42	0,51	0,55	0,60	0,69	0,93	1,00	1,00 [	1,00
153
	1		2J	3	4	5	6	_7 ,	8	_ .А_ ! ю i
А-Ш диаметром, мм:						1		! 1
6-8	0,33	0,38	0,42	0,47	0,57	0,85	0,95	1,00 | 1,00
10-40	0,31	0,36	0,40	0,45	0,55	0,81	0,91	0,95 1,00
A-IV				—.	0,38	0,72	0,91	o;96 i,oo
A-V	—	-	-		0,27	0,55	0,69	0,87 1,00
A-VI	—	-			0,19	0,53	0,67	0,87 1,00
At-VII	—	—	-		0,15	0,40	0,60	0,80 1,00
Вр-П		—	-	-	—	0,67	0,82	0,91 ! 1,00
В-П			—	——	—	—•	0,77	0,97	1,00 ! 1,00
К-7 диаметром, мм:							-	
6и9	—	—			—	0,77	0,92	1,00 1,00
12 и 15		—	—		—	0,68	0,84	1,00 1,00
К-19 диаметром 14 мм	—	—		—		0,63	0,77	0,96 1,00
Вр-1	—	—	0,56	0,71	0,85	0,94	1,00	1,00 1 1,00
А-Шв с контролем:								
удлинений и напряжений	-	—	—	—	0,41	0,66	0,84	1,00 1,00
только удлинений	—	—		—	0,46	0,73	0,93 1,00 1,00	
Примечания:
1. ps= cjs min/(Js max, где os miW as max — соответственно наименьшее и наибольшее напряже-
ния в арматуре в пределах цикла изменения нагрузки.
2. При расчете изгибаемых элементов из тяжелого бетона с ненапрягаемой арматурой для
продольной арматуры принимается:
при 0 < ^min/^max - ^>20
при 0,20 < Мпйп/Мшах < 0,75
при Wjnin/^max > 0,75
где Mmjn, Afmax — соответственно наименьший и наибольший изгибающие моменты в рас-
четном сечении элемента в пределах цикла изменения нагрузки.
ps = 0,30;
Ps = 0,15 + 0,8 Afmjn/Mmax;
Ps ~ ^min/^max»
Коэффициент условий работы арматуры
при многократном повторении нагрузки
Таблица 2.27
Класс арматуры	Группа сварных соединении	и	Коэффициент условий работы арматуры при многократном повторении нагрузки коэффициенте асимметрии цикла р5, равном			
	2	0 3	0,2 4	0,4	j	0,7	1 0,8 5	|	6	1		0,9_j 1,0 8 !	9
А-1; А-П 	 		 А-Ш	'	। i	। 1	, 1 1—« СЧ	ГЧ	"Ч" 					1		0,90 0,65 0,25 0,20 6,90 0,60 0,20 0,15	0,95 0,70 0,30 0,20 ~ 0,95 0,65 0,25 0,20	1,00 0,75 0,35 0,25 1,00 0,65 0,30 0,20	1,00 ; 1,00 0,90 ; 1,00 0,50 : 0,65 0,30 i 0,45 1,00 j 1,00 0,70 1 0,75 0,45 j 0,60 0,30	0,40	1,00 I 1,00 1,00	1,00 0,85 I 1,00 0,65 i 1,00 1,00 | 1,00 0,85	1,00 0,80 1 1,00 0,60 1 1,00
A-IV	1	—	—	L 0,95	0,95	1,00	1,00 f 1,00
154
1	2	3	4	5	1—6	/	8	9
	2	—	—	0,75	0,75	0,80	0.90	1,00
	3	—	—	0,30	0,35	0,55	0,70	1,00
A-V	1	—	—	0,95	0,95	1,00	1,00	1,00
горячекатаная	2	—	—	0,75	0,75	0,80	0,90	1,00
	3	—	—	0,35	0,40	0,50	0,70	1,00
Примечания:
1.	Группы сварных соединении, приведенные в настоящей таблице, включают следующие типы сварных
соединений по ГОСТ 14098-85, допускаемые для конструкций, рассчитываемых на выносливсхты
1-я группа — стыковые типов СЗ-Км, С4-Кп;
2-я группа — крестообразное типа К1-Кт; стыковые типов Cl-Ко, С5-Мф, Сб-Мп, С7-Рв, С8-Мф,
С9-Мп, С10-Рв и С20-Рм — все соединения при отношении диаметров стержней, равном 1,0;
3-я группа — крестообразное типа К2-Кт; стыковые типов С11-Мф, С12-Мп, С13-Рв, С14-Мп,
С15-Рс, С16-Мо, С17-Мп, С18-Мо, С19-Рм, С21-Рн и С22-Ру; тавровые типов Тб-Kc, Т7-Ко;
4-я группа — нахлесточные типов Н1-Рш, Н2-Кр и НЗ-Кп; тавровые типов Т1-Мф, Т2-Рф и Т12-Рз.
2.	В таблице даны значения ys^ для арматуры диаметром до 20 мм.
3.	Значения коэффициента у $4 должны быть снижены на 5 °/0 при диаметре стержней 22—32 мм
и на 10 % при диаметре свыше 32 мм.
Табл. 2.28
Коэффициенты условии работы при арматуре
Защитное покрытие	Коэффициенты условий работы при арматуре	
	гладкой	периодического профиля
1. Цементно-полистирольное, латексно-минеральное	1,0	1,0
2. Цементно-битумное (холодное) при арматуре диаметром, мм: 6 и более менее 6	0,7 0,7	1,0 0,7
3. Битумно-силикатное (горячее)	0,7	0,7
4. Битумно-глинистое	0,5	0,7
5. Сланцебитумное, цементное	0,5	0,5
Табл. 2.29
Коэффициенты для определения длины зоны передачи напряжений 1р
напрягаемой арматуры, применяемой без анкеров
Вид и класс арматуры	Диаметр арматуры, мм	Коэффициенты для определения длины зоны передачи напряжений 1р напрягаемой арматуры, применяемой без анкеров	
		сор	Ар
1	2	3	4
Стержневая периодического профиля независимо от класса	Независимо от диаметра	0,25	10
Высокопрочная арматурная	5	1,40	40
проволока периодического	4	1,40	50
профиля класса Вр-П	3	1,40	60
155
1	2	3	4
3. Арматурные канаты классов:			
К-7	15	1,00	25
	12	1Д0	25
	9	1,25	30
	6	1,40	40
К-19	14	1,00	25
Примечания:
1.	Для элементов из легкого бетона классов В7,5-В12,5 значения Шр и кр увеличиваются в 1,4 ра-
за против приведенных в настоящей таблице.
2.	При мгновенной передаче усилия обжатия на бетон для стержневой арматуры периодичес-
кого профиля значения Шр и увеличиваются в 1,25 раза. При диаметре стержней свыше
18 мм мгновенная передача усилий не допускается.
3.	Для стержневой арматуры периодического профиля всех классов значение 1р принимается
не менее 15 б/.
4.	Начало зоны передачи напряжений при мгновенной передаче усилия обжатия на бетон для
проволочной арматуры (за исключением высокопрочной проволоки класса Вр-П с внутрен-
ними анкерами по длине заделки) принимается на расстоянии 0,25/р от торца элемента.
Табл. 2.30
Значения модуля упругости арматуры Es
Класс арматуры	Модуль упругости арматуры Es* 10"4, МПа (кгс/см^)
А-I, А-П	21 (210)
А-Ш	20 (200)
A-IV, A-V, A-VI и At-VII	19 (190)
А-Шв	18 (180)
В-П, Вр-П	20 (200)
К-7, К-19	18 (180)
Вр-1	17 (170)
2.4.4. Конструктивные требования к армированию элементов
2.4.4.1. Определение минимального диаметра арматуры
и процента армирования
С целью увеличения удельной поверхности сцепления арматуры с бетоном
Us/A* целесообразно принимать диаметр рабочей арматуры по возможности ми-
нимальным.
По мере уменьшения диаметра арматуры возрастают стоимость ее натяже-
ния и трудоемкость армирования. Для заданных конкретных условий оптималь-
ный диаметр продольной рабочей арматуры назначают на основе технико-эконо
мических расчетов.
Для сжатых элементов монолитных конструкций диаметр продольных стерж
ней — не менее 12 мм, а для сборных — не менее 16 мм.
Для эффективности армирования бетона необходимо, чтобы прочностные
и деформативные характеристики арматуры как можно полнее восполняли нсдо
156
статки бетона как конструктивного строительного материала (табл. 2.31) и спо-
собствовали приобретению железобетоном новых ценных качеств, не присущих
исходным материалам.
Исходя из этого требования, нормы устанавливают большой диапазон между
минимальным (0,05 %) и максимальным (3 %) процентами армирования, оказываю-
щими значительное влияние на работу конструкций под нагрузкой. Так, балки
с нормальным процентом армирования выходят из строя до того, как разрушат-
ся — от недопустимого прогиба или чрезмерного раскрытия трещин (случай 1 раз-
рушения).
Балки с высоким процентом армирования (переармированные балки) разруша-
ются хрупко от раздробления бетона сжатой зоны (случай 2 разрушения).
В целях обеспечения прочности при эксплуатации, транспортировании, хра-
нении и монтаже, для воспринятая неучитываемых расчетом различных усилий
(усадочных, температурных), а также требуемой долговечности и совместной ра-
боты арматуры и бетона минимальный коэффициент армирования ^min рабочей
продольной арматуры (2.12) принимают по табл. 2.32.
Minin = IOOAjj min/A^ As min — MminA/»/100,	(2-12)
где As min — минимальная площадь сечения рабочей продольной арматуры, Ab = bh0 —
площадь нормального сечения элемента (без учета свесов полки тавровых и двута-
вровых сечений).
Ъ элементах с продольной арматурой, расположенной равномерно по конту-
ру сечения, а также в центрально-растянутых указанная величина минимального
коэффициента армирования относится к полной площади сечения бетона. В этих
случаях величину /imin принимают вдвое большей, чем это указано в табл. 2.32. Ес-
ли расчетом установлено, что несущая способность элемента исчерпывается одно-
временно с образованием трещин в растянутой зоне, то площадь сечения продоль-
ной арматуры увеличивают по сравнению с расчетной на 15 %.
Табл. 2.31
Основные свойства бетона и арматуры
Свойства	Бетон	Арматура
Реологические свойства при нормальных термо- нлажностных условиях	Упругопластичноползучее тело	Упругопластичное тело
Нормативное сопротивление на сжатие, МПа	20-60	300-1900
Нормативное сопротивление па растяжение, МПа	1,2-2,5	300-1900
Модуль упругости, МПа	(1,8-4) х Ю4	(2,1 ..1,7) х 105
Предельные деформации при сжатии	200 х 10'5	(400...2500) х 10-4
1о же, при растяжении	15 х 10'5	(400-2500) х IO’4
11> же, от ползучести при сжатии	(200 400) х 10-’	не учитывают
1 •• же, от усадки	До 30 х 105		
157
Табл. 2.32
Минимальный коэффициент армирования
№ п.п.	Условия работы арматуры	u • “min
1	Арматура У в изгибаемых и внецентренно растянутых элементах при распо-	
	ложении продольной силы за пределами рабочей высоты сечения	0,05
2	Арматура 5 и S' во внецентренно растянутых элементах при расположении	
	продольной силы между арматурой S и S'	0,05
3	Арматура S и S' во внецентренно сжатых элементах при 1</1 < 17	
	(для прямоугольных сечений Iq/H < 5);	0,05
	17 < 1</1 < 35 (5 < 1,/h < 10);	0,1
	35 < lo/l < 83 (10 < l(/h < 24);	0,2
	l(/l > 83 (Iq/1 > 24)	0,25
Рабочие чертежи арматуры
На рабочих чертежах арматуры указывают:
—	класс бетона по прочности на сжатие, а в необходимых случаях марку бе-
тона по морозостойкости и водонепроницаемости, передаточную прочность Rbp
и отпускную прочность бетона элементов заводского изготовления, классы по
прочности на сжатие бетона (раствора), используемые для образования защитных
слоев напрягаемой арматуры, прочность цементного или цементно-песчаного рас-
твора, применяемого для заполнения каналов;
—	плотность легкого бетона, плотность и влажность ячеистого бетона;
—	класс арматурной стали (напрягаемой и ненапрягаемой);
Рис 2.5. Примеры фиксации арматуры:
а — фиксаторы с большой поверхностью контакта с формой (цементно-песчаные);
б — фиксаторы с минимальной поверхностью контакта с формой (пластмассовые,
асбестоцементные); в — фиксаторы из алюминиевой полосы; г, д, е — фиксаторы
из арматурной стали; 1 — фиксируемая арматура; 2 — фиксатор; 3 — поверхность
формы (опалубка); 4 — упоры, привариваемые к арматуре; 5 — толщина защитного
слоя фиксируемой арматуры
158
—	детали и устройства (рис. 2.5 и 2.6), обеспечивающие проектное положе-
ние арматуры, толщину защитного слоя и расстояние между стержнями арматуры
в основных сечениях элемента, марки сталей дли конструкций, работающих на
выносливость или при низкой температуре, способы и места анкеровки и соедине-
ния напрягаемой арматуры;
Рис 2.6. Примеры фиксации арматурных сеток и пересекающихся стержней:
1 — делитель из арматурной стали; 2 — фиксатор-подкладка; 3 — удлиненные
поперечные стержни; 4 — скрутка; 5 — пружинный фиксатор.
—	радиусы закруглении напрягаемой арматуры, места перехода от одной
кривизны к другой, конструкцию и места расположения вспомогательных уст-
ройств, уменьшающих трение арматуры о стенки каналов и предохраняющих бе-
тон от местного смятии;
—	места расположения отводов (тройников) для нагнетания цементного раство-
ра, последовательность заполнении каналов, а также требования о необходимости за-
полнения каналов и устройств защитного слоя бетона сразу же после окончания на-
тяжения всей арматуры, расположенной в каналах, выемках или на поверхности кон-
струкции, это обусловлено необходимостью предотвращения коррозии арматуры,
которая может особенно быстро развиваться на арматуре, наход,чщейся под напря-
жением, а также расположенной в замкнутых каналах;
—	схему очередности навивки непрерывной арматуры и места креплении ее
концов, последовательность натяжения стержней, каналов и пусков, величину
усилий натяжения (напряжения) и порядок отпуска натяжных устройств, указа-
ния о выполнении выемок или гнезд, штырей и закладных деталей, удаляемых из
бетона;
—	расчетные схемы и нагрузки в стадии эксплуатации, транспортирования
и монтажа;
—	, риски для удобства зрительного и геодезического контроля при монтаже.
Для элементов, образцы которых, согласно требованиям ГОСТа, испытывают до
159
разрушении, указывают кроме схемы испытания величины контрольных нагрузок,
соответствующих образованию трещин в бетоне.
2.4,4.2.	Максимальные диаметр арматуры и процент армирования
В целях сохранения надежного сцепления арматуры с бетоном нормы реко-
мендуют диаметр продольных стержней сжатых элементов принимать, (не более,
мм): для бетона тяжелого, мелкозернистого классов ниже В25 — 40, легкого и по-
ризованного классов В12,5 и ниже — 16, В15 В25-25, ВЗО и выше — 40, ячеистого
классов В10 и ниже — 16, В12,5... 15 — 20.
В изгибаемых элементах из легкого и поризованного бетона с арматурой
класса A-IV и ниже диаметр продольных стержней не должен превышать для бе-
тона классов В12,5 и ниже — 16 мм, В15.„В25 — 25 мм, ВЗО и выше — 32 мм. В из-
гибаемых элементах из ячеистого бетона классов В10 и ниже диаметр продольной
арматуры принимают не более 16 мм.
Предельные проценты армирования с повышением класса бетона увеличива-
ются, а с повышением класса арматуры уменьшаются. Значения предельных про-
центов армирования для некоторых классов бетона и классов арматуры приведе-
ны в табл. 2.33.
Табл. 2.33
Предельные проценты армирования изгибаемых элементов
Класс арматуры	%. 12,5 I 20	при классе г 30	бетона 40	;	50
А <1 	 . А — III диаметром 10—40 мм А — IV при о5р/К 1,0	 0,6	__	 0,4	],99/1,8_, 2,96/2,67 1,23/1,П ! 1,82/Сб5_ 0,88	j	~ 1,3 _	0,79	i	1,16 0,75	|	1,1	4,0/3,59 2,46/2,22~' ~ 1,76 __ 1,56 1,47	I	' । 1	1 •* * 1 i 1	1	Го|оч t _	1		! _ _L- J I	.1-1- ---SC; 1 1 1 1 1 ! Л:1)
Примечание: в числителе приведены проценты армирования для тяжелого и мелкозернистого
бетонов, в знаменателе — для легкого бетона.
Максимальное содержание рабочей продольной арматуры в нормальных се-
чениях элементов принимают не более 3 %. Больший процент армирования обос-
новыают технико-экономическим расчетом.
2.4.4.3.	Расстояния между продольными рабочими стержням
Чтобы обеспечить соответствующее сцепление арматуры (или оболочек кана-
лов) с бетоном балок, надежную защиту ее от коррозии, вредного влияния высо-
ких температур и удобство бетонирования, минимальные расстояния в свету меж-
ду отдельными стержнями продольной ненапрягаемой и напрягаехмой арматуры,
натягиваемой на упоры, а также между продольными стержнями соседних плос-
ких каркасов принимают равными наибольшему диаметру стержней, а также рав-
ными:
160
Рис. 2.7. Размещение арматуры в нормальном сечении балки:
а(, — защитный слой соответственно рабочей и монтажной арматуры, а^ > 20 мм
при h> 250 мм, а^> 15 мм. при h < 250 мм, dа^> 15 мм при h < 250 мм, а/,> 10мм
при h < 250 мм, е мр — расстояние в свету соответственно между нижними
(при бетонировании) и верхними продольными стержнями е sup> d, е sup> 35 мм;
е inf> 2d, е inf> 40 мм
—	если стержни при бетонировании занимают горизонтальное или наклон-
ное положение — 25 мм для нижней арматуры и 30 мм — для верхней; при распо-
ложении нижней арматуры более чем в два ряда по высоте, горизонтальные рас-
стояния между стержнями (кроме стержней двух нижних рядов) — 50 мм,
—	если стержни при бетонировании занимают вертикальное положение —
50 мм, при систематическом контроле фракционирования бетона это расстояние
может быть уменьшено до 35 мм, но при этом должно быть не менее полутора-
кратного наибольшего размера крупного заполнителя.
Расстояние в свету между арматурой в унифицированных арматурных эле-
ментах (УНАЭ) принимают по рис. 2.8, б.
При стесненных условиях допускается располагать стержни напрягаемой ар-
матуры попарно (без зазора между ними) в несколько рядов.
При назначении расстояний между парами стержней, определении длины пе-
редачи напряжения 1р и длины зоны анкеровки 1ап пару рассматривают как услов-
ный стержень диаметром:
+ d[,	(2.13)
где d}, d2 — диаметры сближенных стержней.
В элементах с напрягаемой арматурой, натягиваемой на бетон (за исключением
непрерывно армированных конструкций), расстояние в свету между каналами для
арматуры должно быть, как правило, не менее диаметра канала и не менее 50 мм.
6- Полный справочник проектировщика
161
Для предварительно напряженных конструкций учитывают также степень местно-
го обжатия бетона и габариты натяжного оборудования (зажимов, домкратов).
Рис. 2.8. Арматурные проволочные изделия:
а — проволочные канаты К-7 и К-19; б — пакеты из проволок класса Вр-П d = 5 мм
УНАЭ-3 ... УНАЭ-8; в — однорядные (из 18 отдельных проволок и из 6 семипроволочных
канатов) и многорядные (из 60 и 28 проволок) пучки из проволоки В-Н d = 5 мм;
1 — трубка из кровельной стали; 2 — анкер; 3 — скрутки из мягкой проволоки d = 3 мм;
4 — отрезки спирали из смолистой проволоки d = 2 мм (распределительные звездочки
в пучках из канатов); 5 — семипроволочные канаты; 6 — отдельно уложенные проволоки;
7 — коротыши d= 18 мм, длиной 100 мм, с шагом 1000 мм — для свободного заполнения
полости пучка раствором; 8 — многорядный пучок; 9 — двухрядный пучок; d — диаметр
составляющих проволок; Dj — условный диаметр первого повива; D2 — условный диаметр
второго повива
В элементах, которые изготавливают с применением виброштампующих ма-
шин или штыковых вибраторов, необходимо обеспечить свободное прохождение
между арматурой элементов этих машин или наконечников вибраторов, уплотня-
ющих бетонную смесь.
Защитный слой бетона. Для обеспечения надежного сцепления с бетоном на
всех стадиях работы конструкций, защиты от коррозии и быстрого нагревания при
действии высоких температур арматуру следует располагать, удаляя ее от наружной
поверхности железобетонных конструкций на толщину защитного слоя бетона а/г
Для продольной рабочей арматуры ненапрягаемой и напрягаемой, натягивае-
мой на упоры, толщину защитного слоя принимают не менее диаметра стержня
или каната и не менее:
—	в плитах и стенках толщиной до 100 мм включительно — 10 мм;
—	в плитах и стенках толщиной более 100 мм, а также в балках и ребрах вы-
сотой менее 250 мм — 15 мм;
162
—	в балках и ребрах высотой 250 мм и более, а также в колоннах — 20 мм;
—	в фундаментных балках и в сборных фундаментах — 30 мм;
—	для нижней арматуры монолитных фундаментов при наличии бетонной
подготовки — 35 мм;
—	при отсутствии бетонной подготовки — 70 мм;
—	в балках, армированных УНАЭ (унифицированные арматурные элемен-
ты) — по рис. 2.8, б.
В однослойных конструкциях из легкого и поризованного бетона классов
В7,5 и ниже толщину защитного слоя во всех случаях принимают не менее 20 мм,
для наружных стеновых панелей — не менее 25 мм, а вместе с фактурным сло-
ем — 20 мм.
В однослойных конструкциях из ячеистого бетона толщину защитного слоя
во всех случаях принимают не менее 25 мм.
Толщину защитного слоя бетона для поперечной и монтажной арматуры
принимают не менее диаметра указанной арматуры и не менее при h < 250 мм —
10 мм, при h > 250 мм — 15 мм.
В элементах из легкого и поризованного бетона классов В7,5 и ниже и из
ячеистого бетона независимо от h толщину защитного слоя бетона для попереч-
ной арматуры принимают не менее 15 мм.
Толщина защитного слоя у концов предварительно напряженных элементов
на длине зоны передачи напряжени 1р должна составлять не менее для стержне-
вой арматуры классов A-IV и А-Шв, а также для арматурных канатов К-7,
К-19 — 2d, для стержневой арматуры классов А-V и А-VI — 3d, при этом на ука-
занном участке во всех случаях толщину защитного слоя принимают не менее 40 мм
для стержневой арматуры и не менее 20 мм — для арматурных канатов.
В железобетонных конструкциях, подверженных систематическому воздейст-
вию агрессивной .среды (воды или дым, пары кислот), указанную толщину защитно-
го слоя увеличивают для плит, стенок и балок высотой до 250 мм не менее чем на
5 мм, для балок высотой более 250 мм и для колонн — не менее чем на 10 мм.
Для свободной укладки в форму цельных стержней, сеток и каркасов концы этих
стержней должны отстоять от грани элемента на расстоянии 10 и 15 мм — соответст-
венно для сборных элементов длиной до 9 м и 12 м включительно, 20 мм — для стерж-
ней длиной свыше 12 м. В предварительно напряженных элементах с натяжением ар-
матуры на бетон и располагаемой в каналах расстояние от поверхности канала прини-
мают не менее 40 мм и не менее ширины канала, кроме того, указанное расстояние до
боковых граней элемента принимают не менее половины высоты канала.
Соответствие арматуры ее проектному обеспечивают специальными средствами
фиксации — устройств однократного использования, остающихся в бетоне (рис. 2.5);
инвентарных приспособлений, извлекаемых из бетона; специальных деталей, прикреп-
ленных к поверхности форм или опалубки и не препятствующих извлечению элемента
из формы или снятию с него опалубки.
Требуемое расстояние между отдельными арматурными изделиями или стерж-
нями обеспечивают применением разделителей из арматурной стали (см. рис. 2.6, а, б)
или удлиненных поперечных стержней (см. рис 2.6, в). Фиксацию пересекающихся
стержней осуществляют посредством отрезка спирали (см. рис. 2.6, г).
Толщину защитного слоя бетона с лицевых граней элементов обеспечивают
фиксаторами (табл. 2.34). Не допускается применение в качестве подкладок об-
разцов арматурных стержней или полос.
163
Толщину защитного слоя в месте установки фиксатора принимают кратной 5 мм.
Расстояние между разделителями сеток (см. рис. 2.6, а) определяют расчетом
на прогиб сеток под действием сосредоточенного монтажного груза весом F = 1 кН
(вес человека с инструментом) и под действием собственного веса укладываемого
бетона.
Виды фиксаторов
Табл. 2.34
Лицевые грани элемента	Фиксаторы				
	РМ	РБ	пм	ПБ	сз
Бетонная, под окраску водными составами	+	-	+	-	+
Бетонная под окраску масляными, эмалевыми красками, под облицовку керамической плиткой	+	4-	+	+	+
Бетонная под оклейку обоями	+	+	+	+	+
Обрабатывемая механическим способом	+	-	-	-	
Примечание: Р — растворные, бетонные, асбоцементные; П — пластмассовые, полиэтилено-
вые, С — стальные, М и Б - малая и большая поверхность контакта фиксатора с формой
(опалубкой); 3 — защищенные от коррозии, «+» — допускается, «-» — не допускается.
2.5. Конструирование армированных плит
2.3.1.	Общие сведения и расчет армирования плит
Плитами называют плоские конструкции, толщина которых h значительно
меньше ширины b и длины I. Толщину монолитных плит принимают не менее (мм)
для покрытий — 40, для междуэтажных перекрытий житых и общественных зда-
ний — 50, для междуэтажных перекрытий производственных зданий — 60, для плит
из легкого бетона классов В7,5 и ниже — 70.
Минимальную толщину сборных плит определяют защитный слой бетона и диа-
метр продольной и поперечной арматуры, располагаемой по высоте сечения.
Под продольным армированием понимают армирование, когда стержни укла-
дывают параллельно продольной оси элемента. Под стержнем понимают арматуру
любого вида, диаметра и профиля, независимо от формы поставки (прутья или
мотки).
Под диаметром понимают номинальный диаметр стержня. Плиты, как правило,
армируют сварными сетками. Вязаную арматуру допускается применять для сравни-
тельно небольших монолитных участков сборных перекрытий и монолитных плит
с большим чистом неупорядоченных отверстий. Диаметр рабочих стержней сварной
арматуры плит принимают не менее 3 мм, а вязаной — не менее 6 мм.
Расстояния между осями стержней рабочей арматуры в средней части пролета
плиты (внизу) и над опорой (вверху многопролетных плит) должны быть не более
200 мм — при толщине плиты h < 150 мм; 1,5Z? — при толщине плиты h> 150 мм.
Площадь сечения рабочей арматуры плит определяют расчетом. В сплош-
ных плитах расстояния между рабочими продольными стержнями, доводимыми
164
до опоры, не должны превышать 400 мм, причем площадь сечения этих стерж-
ней на 1 м ширины плиты должна составлять не менее 1/3 площади сечения ра-
бочих стержней в пролете, определенной расчетом по наибольшему изгибающе-
му моменту. При армировании неразрезных плит сварными рулонными сетками
допускается вблизи промежуточных опор все нижние стержни отгибать в верх-
нюю зону.
Ограничения по высоте сечения типовых сборных плит лимитируют возмож-
ность применения ненапрягаемой арматуры по условиям развития недопустимых
прогибов и чрезмерного раскрытия трещин. Плиты с высотой поперечного сечения
160 мм и менее запрещается армировать ненапрягаемой арматурой, начиная с про-
летов более 3,6 м. В ребрах сборных плит и настилов шириной 150 мм и менее допу-
скается доведение до опоры одного продольного рабочего стержня.
Напрягаемую арматуру в виде стержней или канатов в пустотных и ребрис-
тых плитах располагают по оси каждого ребра плиты или вблизи этой оси.
При поперечном армировании стержни укладывают перпендикулярно или на-
клонно к продольной оси элемента. У поверхности сплошных плит, вблизи кото-
рых ставится рабочая продольная арматура, предусматривают монтажную (рас-
пределительную) арматуру, площадь ее сечения в балочных плитах должна со-
ставлять не менее 10 % площади сечения рабочей арматуры в месте наибольшего
изгибающего момента.
В многопустотных сборных плитах высотой более 300 мм устанавливают по
расчету вертикальную поперечную арматуру. Соотношение диаметров поперечных
и продольных стержней в сварных каркасах и в сварных сетках устанавливают из
условия сварки. Расстояния между поперечными стержнями у каждой поверхнос-
ти элемента принимают не более 600 мм и не более удвоенной ширины грани эле-
мента. Поперечная арматура, устанавливаемая в плитах в зоне продавливания,
должна иметь анкеровку по концам, выполняемую приваркой или охватом про-
дольной арматуры. Расстояние между поперечными стержнями принимают не бо-
лее (1/3)£ и не более 200 мм, где h — толщина плиты. Ширина зоны постановки
поперечной арматуры должна быть не менее 1,5/?.
2.5.2.	Общие сведения и расчет армирования балок
Балками (ребрами, прогонами) называют линейные конструкции, размеры
поперечного сечения bh которых существенно меньше длины I. Высоту балок оп-
ределяют расчетом и принимают кратной 50 мм при высоте до 600 и 100 мм —
при большей высоте. Ширину балок прямоугольного сечения назначают от 0,25
до 0,50£>.
Поперечные сечения балок рекомендуется принимать тонкостенными с разви-
той сжатой зоной (тавровое, коробчатое), потому что такие сечения являются наи-
более экономичными по расходу материалов, целесообразно предусматривать наи-
большую возможную полезную высоту сечения и наименьшую толщину.
Во избежание концентрации местных напряжений в местах сопряжения сте-
нок сечения элементов с полками устраивают плавные переходы в виде фасок или
закруглений небольшого диаметра. Размеры сжатой полки таврового сечения ли-
митируют длины опорных участков, на которые опираются вышележащие конст-
рукции и расположение сжатой арматуры, а размеры растянутой полки — рабо-
чей и монтажной арматуры.
165
Продольное армирование балок. Армирование балок сварными каркасами (не-
напрягаемая арматура) показано на рис 2.7, а вязаными — на рис. 2.9. Диаметр
продольной рабочей и монтажной арматуры балок принимают не менее 12 мм.
Для продольной арматуры, устанавливаемой по конструктивным соображениям,
а также для продольных монтажных стержней сварных каркасов сборных балок
допускается применять стержни и меньших диаметров.
Рис. 2.9. Типы хомутов:
а — открытый двухветвевой хомут; б — то же, закрытый; в — открытые
четырехветвевые хомуты;
1 — двухветвевые хомуты одного типа; 2 — то же, разного типа; а^ > 20 мм при
d = 25 мм и более, аь > 30 мм при d = 32 мм и более > 25 мм
Продольную рабочую арматуру назначают из стержней одинакового диаметра
и в крайнем случае из стержней двух разных диаметров. При этом стержни большего
диаметра размещают в первом ряду, в углах сечения и при вязаных каркасах — в ме-
стах перегиба хомутов. Рабочую продольную арматуру располагают по возможности
равномерно по ширине поперечного сечения балки обычно в один ряд и редко —
в два ряда. Следует избегать шахматного расположения стержней верхнего ряда от-
носительно нижнего, так как при этом труднее достигнуть тщательного заполнения
. бетонной смесью промежутков между стержнями.
При расположении продольных рабочих стержней в два ряда и более центр тя-
жести сечения арматуры перемещается кверху, вследствие чего плечо внутренней па-
ры сил zy (см. рис. 2.10, б) уменьшается и тем самым снижается несущая способность
166
балки. Нижний ряд арматуры будет перенапрягаться, а верхний — недонапрягаться.
Это не позволяет полностью использовать прочность рабочей арматуры. Поэтому
нормы запрещают укладывать рабочую арматуру более чем в три ряда.
Рис. 2.10. Схема разрушения балки:
а — бетонной; б — железобетонной;
1 — нулевая (нейтральная) плоскость; 2 — сжатая зона балки; 3 — растянутая зона
балки; 4 — нормальные трещины; 5 — наклонные трещины; 6 — стальная арматура;
1 — раздробление бетона сжатой зоны
В балках шириной более 150 мм число продольных рабочих стержней, дово-
димых до опоры, принимают не менее двух. Для размещения напрягаемой армату-
ры предусматривают уширение растянутой зоны ребра балки, которое одновремен-
но служит для обеспечения прочности этой части сечения при обжатии элемента.
В предварительно напряженной балке кроме напрягаемой арматуры укладывают
и ненапрягаемую (расчетную или конструктивную), располагая ее ближе к наруж-
ным поверхностям элемента, чтобы поперечная арматура (хомуты) охватывала всю
продольную арматуру.
Поперечное армирование балок. Различают рабочую поперечную рабочую ар-
матуру и монтажную (конструктивную) арматуру. Конструктивная поперечная ар-
матура обеспечивает проектное положение рабочей продольной арматуры, улуч-
шает ее совместную работу с бетоном и воспринимает усилия от неравномерной
усадки.
Рабочую поперечную арматуру устанавливают у опор балок по расчету на
действие поперечной силы Q.
Расстояние между поперечными стержнями в балках, не имеющих отогнутой
арматуры, принимают:
—	на приопорных участках, равных при равномерной нагрузке 1/4 пролета,
а при сосредоточенных нагрузках — расстоянию от опоры до ближайшего груза,
но не менее 1/4 пролета при высоте сечения h < 450 мм — не более h/l и не более
150 мм, при высоте сечения h > 450 мм — не более b/Ъ и не более 500 мм;
—	на остальной части пролета при высоте сечения балок h > 300 мм — не
более 3/4 h и не более 500 мм.
167
Поперечную арматуру в вязаных каркасах балок, колонн и других линейных
элементах принято называть хомутами. Хомуты связывают с рабочей арматурой
балок вязальной (отожженной) проволокой диаметром 0,8 1,0 мм.
Хомуты бывают двухветвевые (двухсрезные) и четырехветвевые (четырехсрезные).
В балках шириной до 35 см включительно обычно ставят двухветвевые хомуты, а в балках
шириной более 35 см, когда количество стержней в одном ряду более 5, четырехветвевые,
составленные из двойных простых (двухветвевых) хомутов одного или разного типов.
Различают хомуты открытые (рис 2.9, а) и закрытые (рис 2.9, б). Закрытые хо-
муты ставят в отдельно стоящих балках прямоугольного сечения и в сечениях с двой-
ной арматурой для противодействия выпучиванию сжатой арматуры от продольного
изгиба, а открытые — в балках монолитных перекрытий.
В сжатой зоне изгибаемых элементов с расчетной сжатой продольной армату-
рой шаг хомутов принимают при Rsc < 400 МПа — не более 500 мм и не более 15^
при вязаных и 2Qd при сварных каркасах, при Rsc г 450 МПа — не более 400 мм
и не более 12fl? при вязаных и 15й? при сварных каркасах, где d — наименьший диа-
метр сжатых продольных стержней.
При этом хомуты должны обеспечивать закрепление сжатых стержней от их
бокового выпучивания в любом направлении. Концы хомутов, предусматриваемых
для восприятия поперечных сил, надежно анкеруют в бетоне посредством привар-
ки или охвата продольной арматуры.
В элементах, работающих на изгиб с кручением, вязаные хомуты должны быть
замкнутыми с перепуском их концов на 3CW, где d — диаметр хомута, а при сварных
каркасах все поперечные стержни обоих направлений должны быть приварены к уг-
ловым продольным стержням, образуя замкнутый контур.
Продольное предварительное обжатие элемента приводит к возникновению
в нем поперечных растягивающих напряжений, поэтому поперечную арматуру пред-
варительно напряженных элементов выполняют в виде замкнутых хомутов (см.
рис. 2.11), охватывающих крайние ряды напрягаемой арматуры, во всех местах пере-
гибов хомутов устанавливают продольную монтажную арматуру.
Рис. 2.11. Примеры армирования растянутой зоны балки:
а — отдельными проволоками; б — стержнями; в — канатами; 1 — продольная арматура;
2 — ромбические хомуты; 3 — прямоугольные хомуты; 4 — высокопрочная проволока;
3 — отдельные стержни; 6 — канаты (пучки), 7 — конструктивная арматура
Отогнутые стержни предусматривают в изгибаемых элементах при армирова-
нии их вязаными каркасами и в коротких консолях.
168
2.5.3.	Армирование торцов предварительно напряженных балок
Мощные местные начальные напряжения возникают на концах элементов,
где происходит передача значительных усилий обжатия с напрягаемой арматуры
на бетон. Непосредственно под анкерами возникает напряженное состояние тре-
хосного сжатия, а на расстоянии примерно h/4, но не менее 200 мм (нулевая точ-
ка), появляются по плоскостям, параллельным оси арматуры, растягивающие на-
пряжения, уравновешивающие поперечное сжатие.
Примерные траектории сжимающих и растягивающих напряжений приведены на
рис. 2.12. Следует сказать, что растягивающие напряжения могут вызвать появление
вдоль арматуры опасных трещин. При наличии анкерных устройств на торцах балок
длина участка трехосного сжатия сокращается до двух длин этих устройств.

Рис. 2.12. Конец предварительно напряженной балки:
а — напряженно-деформированное состояние; б — образование продольных трещин вдоль
напрягаемой арматуры; в — армирование; I — траектории главных растягивающих
напряжений; II — траектории главных сжимающих напряжений; 1 —г четыре сетки N-1;
2 — две сетки N-2; 3 — две сетки N-3; 4 — продольные трещины по периметру арматуры
Напряженное состояние концевого участка балки с арматурой без анкеров на
концах (самоанкерующейся) аналогично. При этом на участке анкеровки (особенно
вблизи торцов) после отпуска натяжных устройств диаметр напрягаемой арматуры
169
стремится увеличиться до первоначального размера, что может привести к раскалы-
ванию бетона и образованию продольных (радиальных) трещин (см. рис. 2.12, б).
В элементах с арматурой, не имеющей анкеров на концах, для восприятия
местных сжимающих напряжений (сечение 1—1, рис. 2.12, а) производят местное
усиление торцов балок с помощью закладных деталей, четырех сеток N-1 (см.
рис. 2.13 — для однорядной и рис 2.12, а — для двухрядной арматуры) или замк-
нутых хомутов (рис. 2.11) с шагом 60—100 мм, охватывающих все стержни напря-
гаемой арматуры. Усиление производят на длине (считая от торца элемента) не
менее 0,6/^, и не менее 20^ и 10а? соответственно при рабочей продольной армату-
ре из гладких стержней и из стержней периодического профиля, в элементах из
легкого бетона классов В7,5—В12,5 длину участка усиления принимают не менее
1р и не менее 200 мм, а шаг сеток — 50 мм. Шаг сеток N-1 и диаметр их арматуры
определяют расчетом на местное сжатие силой Р, при необходимости увеличива-
ют размеры сечения конца балки.
Рис. 2.13. Анкеровка пучков:
а — колодочный анкер; б — гильзоклиновый анкер;
1 — стальная колодка; 2 — стальная коническая пробка; 3 — отверстие в пробке
для инъецирования раствора в канал; 4 — стальной патрубок; 3 — высокопрочная
проволока; 6 — скрутки из отожженной мягкой проволки d = 3 мм; 7 — трубка
из кровельной стали; 8 — сварные сетки; 9 — отрезок спирали из стальной проволоки
d = 2 мм; 10 — гильза из мягкой стали; 11 — клин из стали 43
В сечениях выше анкера (сечение 2—2) в торце балки возникают максимальные
растягивающие напряжения, способные вызвать появление продольных трещин
в верхних зонах торца. Для восприятия этих напряжений устанавливают сетки N-2
или поперечную напрягаемую арматуру на расстоянии Ь/4 от торца балки.
Отгибание напрягаемой стержневой арматуры, натягиваемой на упоры, выполня-
ют по радиусу не менее G,5d. При меньших радиусах кривизны в напрягаемой армату-
ре возникают большие потери предварительного напряжения за счет ее трения о стен-
170
ки каналов и смятия бетона под арматурой, увеличивается расход ненапрягаемой ар-
матуры на местное армирование в местах искривления напрягаемой арматуры.
На концевых участках предварительно напряженных элементов с арматурой
без анкеров в пределах длины зоны передачи напряжений не допускается образова-
ние трещин при действии постоянных, длительных и кратковременных нагрузок,
вводимых в расчет с коэффициентом надежности по нагрузке уу= 1. Это требование
не учитывают при расчете элементов на действие усилия предварительного обжатия
элемента, если в растянутой (от действия этого усилия) зоне его отсутствует напря-
гаемая арматура без анкеров.
2.6. Конструирование колонн
2.6.1.	Общие сведения о колоннах
Форму нормальных сечений колонн назначают в зависимости от характера
их работы. Для колонн, сжатых со случайными эксцентриситетами еа, применяют
в целях экономии бетона квадратную, круглую, многоугольную или кольцевую
форму сечения (рис. 2.14).
Нормальные сечения колонн, сжатых с расчетными эксцентриситетами = e$N + еи,
развивают в плоскости действия изгибающего момента М, потому что действие его бо-
лее опасно, чем действие продольной силы N. Форму сечения принимают прямоуголь-
ной (рис. 2.14, б), а при особенно больших моментах — двухветвевой (рис 2.14, в).
Рис. 2.14. Нормальные сечения колонн:
а — со случайными эксцентриситетами еа; б и в — с эксцентриситетами е$ > еа
При назначении размеров нормального сечения колонн учитывают условия
опирания на них других элементов и технологические требования. Например, се-
чения монолитных колонн нормы не разрешают принимать менее 250 х 250 мм,
учитывая трудности их бетонирования в вертикальном положении. В целях уни-
171
фикации опалубки и арматурных изделий размеры нормальных сечений колонн до
500 мм разрешается назначать кратными 50, а более 500 мм — кратными 100.
Размеры сечений колонн и других внецентренно сжатых элементов принимают
такими, чтобы их гибкость /0/?‘ в любом направлении не превышала (мм) для элемен-
тов из тяжелого, мелкозернистого и легкого бетона — 200, а для колонн, являющих-
ся элементами зданий, — 120, при этом для колонн из ячеистого бетона — 70. Приня-
тые (на основании типовых проектов) размеры сечений колонн проверяют расчетом.
Длину колонн сборных каркасов назначают из удобства изготовления, транспортиро-
вания и монтажа, как правило, на 2-3 этажа. Высот)' сечения колонн а, Ь, с принима-
ют по расчету.
2.6.2.	Продольное армирование колонн
Продольную арматуру в колоннах со случайными эксцентриситетами еа уста-
навливают по расчету или по конструктивным соображениям с целью увеличения не-
сущей способности элемента, уменьшения случайных эксцентриситетов, неоднород-
ности и ползучести бетона, воспринятая случайных горизонтальных нагрузок и мо-
жет быть гибкой или жесткой, обычной или предварительно напряженной.
Рис. 2.15. Колонны:
а — длиной на 2 этажа; б — длиной на 3 этажа; в, г, д — армирование колонн
со случайными эксцентриситетами; 1 — сварные плоские каркасы; 2 — соединительные
стержни; 3 — шпильки; 4 — хомуты вязаных каркасов
172
Предварительно напряженная арматура наиболее удобна в случаях внецентрен-
ного сжатия при больших эксцентриситетах, а также в гибких элементах (l$/h> 20),
плохо работающих на транспортные и монтажные нагрузки.
Гибкую рабочую продольную арматуру в колоннах со случайными эксцен-
триситетами еа размещают равномерно по периметру нормального сечения
с обязательной постановкой стержней в углах (рис 2.15, в). Колонны сечением
400 х 400 мм армируют четырьмя стержнями. При больших размерах сечения
предусматривают промежуточные стержни с шагом не более 400 мм (рис 2.15, г),
при этом промежуточные стержни соединяют шпильками, чтобы исключить их
выпучивание. Поперечную арматуру в монолитных колоннах выполняют в виде
вязаных хомутов (рис. 2.15, д).
Во внецентренно сжатых колоннах с расчетными эксцентриситетами (г0 > £а),
развитыми в плоскости, продольные рабочие стержни при симметричном (рис. 2.16, а)
и несимметричном (рис. 2.16, б) армировании размещают вдоль коротких граней
в один ряд.
Рабочую арматуру и поперечные стержни в целях индустриализации арма-
турных работ объединяют в плоские или пространственные каркасы, сварные или
вязаные. Сварные каркасы образуют из каркасов, расположенных у противопо-
ложных граней колонны, с помощью поперечных соединительных стержней, при-
вариваемых контактной точечной сваркой к угловым продольным стержням
(рис. 2.16, в) или посредством сварки отдельных плоских каркасов между собой
(рис. 2.16, г).
Рис. 2.16. Армирование колонн с вд> еа:
1 — сварные плоские каркасы; 2 — соединительные стержни; 3 — шпильки; 4 — хомуты
вязаных каркасов; 5 — конструктивная арматура
173
При ширине грани не более 400 мм и числе продольных стержней у этой гра-
ни не более четырех допускается охват всех продольных стержней одним хому-
том. Если каркасы противоположных граней имеют пять промежуточных стерж-
ней, то их через один соединяют шпильками. Расстояние между закрепленными
стержнями принимают не более 400 мм в направлении, перпендикулярном плоско-
сти изгиба, и не более 500 мм в направлении плоскости изгиба При больших рас-
стояниях между рабочими стержнями по периметру сечения устанавливают конст-
руктивную арматуру диаметром 12 мм. Шпильки не ставят при ширине грани ко-
лонны 500 мм и менее; если число продольных стержней не более четырех,
допускается охват всех стержней одним хомутом.
2.6.3.	Поперечное армирование в виде сеток (косвенное армирование)
Чтобы увеличить несущую способность бетона под площадкой смятия, его ар-
мируют густо поставленными частыми сварными сетками (см. рис. 2.17). Такие сетки
работают на растяжение и по аналогии со спиральной арматурой, ограничивая попе-
речные деформации бетона, существенно повышают его несущую способность.
Увеличение несущей способности бетона при армировании происходит до тех
пор, пока в стержнях сеток напряжения не достигнут нормативного сопротивле-
ния арматуры Rsn.
Рис. 2.17. Местное армирование сетками (косвенное армирование)
174
Для облегчения укладки бетона и вибрирования обычно но толщине элемента
от его торца устанавливают не более четырех сварных сеток с шагом 5 = 60 + 150 мм
и не более 1/3 размера меныпей стороны сечения. Размеры ячеек сетки а и b прини-
мают 45 -е- 100 мм и не более 1/4 меньшей стороны сечения.
Продольная рабочая арматура должна проходить внутри контура сеток косвенно-
го армирования, которые располагаются на длине элемента (считая от его торца):
—	не менее 20д?„ если продольную арматуру выполняют из гладких стержней;
—	не менее 10а? — из стержней периодического профиля (d — наибольший
диаметр продольной арматуры). Сварные сетки изготовляют из стали классов
Вр-1, А-I, А-П и А-Ш диаметром не более 14 мм.
2.6.4.	Расчет консолей
Консоли на колоннах устраивают для опирания разнообразных примыкаю-
щих конструкций. Различают односторонние и двусторонние консоли. Двусторон-
ние консоли устраивают в одной плоскости. В перпендикулярной плоскости кон-
соли делают в виде стальных столиков, предусматривая закладные детали для их
крепления.
При вылете 100 + 150 мм консоль принимают прямоугольной (см. рис. 2.18, а),
а более 150 мм — трапециевидной (с вутом под углом 45°, см. рис. 2.18, б). Ширину
консолей принимают равной ширине колонн.
Высоту консоли и ее арматуру назначают по расчету. В промышленно-граж-
данском строительстве применяют трапециевидные короткие консоли (/ > 200 мм,
///?0 - 0>9). Высоту h опорной части консоли принимают не более 0,8 высоты опи-
рающихся на нее ригелей (балок, прогонов), а высоту сечения Ь\ у свободного
края — не менее 150 мм или (1/3)£.
Поперечное армирование коротких консолей выполняют следующим образом.
При h < 2,5а консоль армируют наклонными хомутами по всей высоте (рис. 2.18, в),
при h > 2,5а — отогнутыми стержнями и горизонтальными хомутами по всей высо-
те (см. рис. 2.18, г), при h > 3,5а и Q < IJR^bh^ — отогнутые стержни допускается
не устанавливать, принимают в опорном сечении консоли.
Рис. 2.18. Короткие консоли колонн:
а — прямоугольная консоль; б — консоль с вутом; в — армирование наклонными
хомутами; г — армирование отгибами и горизонтальными хомутами
175
Во всех случаях шаг хомутов в консоли принимают не более 150 мм и Ь/4, диаметр
отогнутых стержней — не более 25 мм и 1/15 длины отгиба ls inc (см. рис. 2.18, г).
Суммарная площадь сечения отогнутых стержней и наклонных хомутов, пе-
ресекающих верхнюю половину линии длиной /, соединяющей точки приложения
силы Q и сопряжения нижней грани консоли и колонны (см. рис. 2.18, г), должна
быть не менее О,ОО2^о.
Концы продольной арматуры растянутой зоны односторонней консоли заво-
дят за грань колонны на 1сп и в любом случае доводят до противоположной грани
(см. рис. 2.18, а). У свободного конца консоли предусматривают анкеровку про-
дольной арматуры в случаях, если расстояние / от центра приложения груза Q до
края прямого стержня меньше 15с/ — при бетоне класса ниже В25, Юс/ — при бе-
тоне класса В25 и выше.
Анкеровку выполняют приваркой уголков к этой арматуре (см. рис. 2.18, б). Ан-
керовка рабочей продольной арматуры у свободного конца консоли необязательна,
если опирающиеся сборные балки идут вдоль вылета консоли и если стыки этих ба-
лок надежно замоноличены. При этом верхняя арматура в балках предусмотрена как
в раме с жесткими узлами, а нижняя арматура приварена через закладные детали
к арматуре консолей. Хомуты ромбического очертания и шпильки поперечной арма-
туры колонны в пределах консоли не предусматривают.
При ограниченной высоте консоли допускается применение жесткой армату-
ры по рис. 2.18, в.
2.6.5.	Расчет железобетонных конструкций по предельным
состояниям
Сборно-монолитные конструкции, а также монолитные конструкции с жесткой ар-
матурой рассчитывают по прочности, образованию и раскрытию трещин и деформациям
для двух стадий их работы: а) до приобретения монолитным бетоном заданной прочности
на воздействие нагрузки от веса бетона и других нагрузок, действующих на данном этапе
возведения конструкции; б) после приобретения монолитным бетоном заданной прочнос-
ти на нагрузки, действующие на этапе возведения и эксплуатации конструкции.
Раздельно производят расчет вертикальных и горизонтальных нагрузок.
К вертикальным относят нагрузки от веса конструкций и временные (полезные)
нагрузки. Нормативные нагрузки от веса конструкций определяют по размерам эле-
ментов в соответствии с плотностью материалов. Временные нормативные равномер-
но распределенные нагрузки принимают в соответствии с нормами в зависимости от
назначения помещений (табл. 2.35) или задают в технологической части проекта.
С целью учета влияния длительности действия нагрузок на прочность бетона
различают постоянные и временные нагрузки. Под постоянными понимают на-
грузки от собственного веса конструкций, давления грунтов, предварительного
напряжения арматуры. Под временными понимают максимальные полезные на-
грузки и нагрузки от атмосферных воздействий, а также другие нагрузки, дейст-
вующие на элементы конструкций непостоянно.
Задаваемую нормами временную нагрузку учитывают в полной мере при расче-
те элементов перекрытий с относительно небольшой грузовой площадью. Вероят-
ность одновременного загружения больших площадей полной временной нагрузкой
весьма мала, что учитывают в расчете умножением временных вертикальных нагру-
зок на понижающие коэффициенты. При расчете балок и ригелей с грузовой площа-
176
дью Ат нагрузку, указанную в табл. 2.35, по разрешению соответствующих инстан-
ций допускается снижать в складах, гаражах и производственных зданиях:
а)	для помещений, упомянутых в п.п. 1 и 2 табл. 2.35, умножением на коэф-
фициент (при Ai0[ <18 м2):
аг = 0,3 + 3//А^,	(2.14)
б)	для помещений, упомянутых в п. 4 табл. 2.35, умножением на коэффици-
ент (при Atot > 36 м2):
аг = 0,5 + 3/^.	(2.15)
Табл. 2.34
Значения временных равномерно распределенных нормативных нагрузок
№ п.п.	Здания и помещения	Временная равномер- но распределенная нормативная нагруз- ка, Н/м2
1	Квартиры жилых зданий, жилые помещения школьных учреж- дений и школ-иитернатов, домов отдыха, пансионатов, боль- ниц и санаториев	1,5
2	Служебные помещения административных учреждений, клас- сные помещения учреждений просвещения, бытовые помеще- ния (гардеробные, душевые, умывальные, уборные)	2
3	Кабинеты и лаборатории учебных заведений, помещения счет- но-вычислительных станций, кухни общественных зданий, тех- нические этажи, подвальные помещения и др.	По действующей нагрузке, но не менее 2
4 " 1 » 1	Залы: читальные обеденные собраний и совещаний спортивные, торговые, выставочные и экспозиционные	3 4 По действующей на- грузке, но не менее 4
5	Книгохранилище, архивы, зрительные залы зрелищных пред- приятий	Не менее 5
6	Трибуны: с закрепленными сидениями для стоящих зрителей	 Не менее 4 Не менее 5
7 1 1	Производственные и складские помещения: участки стационарного оборудования места складирования и хранения материалов Участки обслуживания и ремонта оборудования	Не менее 3 Не менее 4 Не менее 1,5
8	Сельскохозяйственные помещения: для мелкого скота для крупного скота	Не менее 2 Не менее 5
177
При расчете колонн, стен, фундаментов и оснований нагрузки, приведенные
в табл. 2.35, допускается снижать:
а)	для помещений, упомянутых в п.п. 1 и 2 табл. 2.35, умножением на коэф-
фициент:
аг = 0,5 + 3/^,	(2.16)
6)	для помещений, упомянутых в п. 4 табл. 2.35, умножением на коэффициент:
= 0,5 4- 0,6/Vw, при п > 2,	(2.17)
где п — число учитываемых в расчете полностью загруженных перекрытий (над
рассматриваемым сечением); при я = 1 и j]? -- I.
В зависимости от продолжительности и характера действия различают вре-
менные нагрузки длительные, кратковременные и особые. Такое разделение поз-
воляет учесть разное сопротивление бетона длительному и кратковременному дей-
ствию нагрузок (разница в среднем 15 %).
Под временными длительными нагрузками понимают нагрузки от стационар-
ного оборудования и хранимых материалов, давления газов, жидкостей и сыпучих
тел, типовые нагрузки на перекрытия в помещениях зданий, воздействия от усадки
и ползучести бетона; температурные воздействия. Длительность действия нагрузки
значительно снижает трещиностойкость и увеличивает деформации элементов.
Для учета этого расчетом к длительным нагрузкам относят следующие части крат-
ковременных нагрузок:
—	от одного мостового или подвесного крана (умноженного на 0,6 —
для кранов среднего режима работы, 0,8 — для кранов тяжелого режима ра-
боты);
—	нагрузку от снегового покрова 5 для III -г- VI климатических районов,
уменьшенную на 700 Н/м2, $| = (s - 700), Н/м2;
—	нагрузку на перекрытия зданий 500 Н/м2 — для жилых помещений и 1000 +
+ 2000 Н/м2, или 50 % от кратковременных нагрузок — для служебных помещений30.
Под кратковременными нагрузками понимают нагрузки от деталей и людей,
нагрузки на перекрытия жилых и общественных зданий, нагрузки от транспорт-
ных средств, подвесных и мостовых кранов, нагрузки, возникающие при изготов-
лении, транспортировании и монтаже конструкций, снеговые, ветровые и голо-
ледные нагрузки за вычетом соответствующих длительных частей временных на-
грузок. Например, если нагрузка от снегового покрова составляет 1500 Н/м2,
то длительная нагрузка 5 от него будет 1500 — 700 = 800 Н/м2, а кратковремен-
ная 1500 - 800 = 700 Н/м2.
При расчете колонн, стен и фундаментов многоэтажных зданий вертикаль-
ные кратковременные нагрузки уменьшают посредством умножения на коэффици-
ент сочетания нагрузок:
г) = а + Об/Vw,	(2.18)
30 СНиП 2 01.07-85.
178
где а — коэффициент (0,3 для жилых домов, служебных зданий, общежитий
и 0,5 — для производственных, читальных, торговых залов); п — число загруженных
перекрытий над рассчитываемым элементом, при п = 1 г} = 1, при п > 9 г/ = 0,7.
К особым относят нагрузки от сейсмических и взрывных воздействий, воздей-
ствий, вызываемых резкими нарушениями технологического процесса, временной не-
исправимостью или поломкой оборудования, от воздействий, вызываемых неравно-
мерной деформацией оснований (при просадочных грунтах, замачивании грунтов
или оттаивании вечномерзлых грунтов, горных выработках или карстах).
Горизонтальные нагрузки
Для многоэтажных зданий основной горизонтальной нагрузкой является дей-
ствие ветра на наружные стены. Она состоит из двух частей — статической и ди-
намической.
Статическая составляющая представляет собой усредненный по времени ско-
ростной напор ветра на здание.
Нормативное значение статической составляющей ветровой нагрузки:
(2.19>
где — скоростной напор при уу= 1 на высоте 10 м над поверхностью земли, за-
даваемый нормами в зависимости от географического района строительства, с —
аэродинамический коэффициент, с = 1,4 для зданий с прямоугольным или близким
к прямоугольному планом и по экспериментальным данным со сложным планом,
k — коэффициент, учитывающий изменение скоростного напора от высоты.
При расчетных ветровых нагрузках коэффициент надежности уу= 1,2. Дина-
мическая составляющая ветровой нагрузки характеризует влияние сил инерции,
возникающих при колебаниях здания от пульсации турбулентного ветрового потока
(для зданий высотой более 40 м). Нормативное значение динамической составляю-
щей ветровой нагрузки для многоэтажных зданий с равномерно распределенной
массой при учете только первой формы собственных колебаний:
4d=	(2.20)
где qs — нормативное значение статической составляющей ветровой нагрузки при
уу-= 1,на уровне верха здания, х — коэффициент, учитывающий первую форму
собственных колебаний здания, v — коэффициент, учитывающий пространствен-
ную корреляцию пульсации скорости ветра по высоте и фронту здания, — ко-
эффициент динамичности, у — коэффициент пульсации скоростного напора для
верха здания.
Нормативное значение динамической составляющей ветровой нагрузки с уче-
том инерционных сил, приложенных в середине участка с номером / при колеба-
ниях сооружения по i-м форме, выражается следующей формулой:
Qdkij=	(2-21)
где И: — масса j-ro участка, сосредоточенная в его середине, кг* с2/м2; v — см.
в формуле (2.20), rfy — приведенное ускорение:
179
fyf aij\ainQsknY/mn)i	(2.22)
где mn — масса участка, aiw — относительные ординаты, соответствующие сере-
дине /-го и л-го участков, при колебании сооружения по /-й форме, — равно-
действующая нормативной ветровой нагрузки на л-й участок, г — число участков,
у — коэффициент пульсации скоростного напора для середины л-го участка31.
Суммарный изгибающий момент от статической и динамической составляющих
% = +	(2.23)
где Xs — изгибающий момент, поперечная или продольная сила, перемещение от
статической составляющей ветровой наставляющей ветровой нагрузки при колеба-
ниях по л-й форме, 5 — число учитываемых в расчете форм колебаний.
В большинстве случаев для зданий с прямоугольным планом расчетными яв-
ляются два основных направления ветровой нагрузки — продольное и попереч-
ное, при этом нагрузка каждого из направлений имеет два знака.
Учет воздействия ветра на многоэтажные здания (особенно повышенной этаж-
ности) является весьма сложной проблемой, так как высокие и протяженные здания
имеют плохо обтекаемые формы поперечных сечений и обладают зачастую большой
гибкостью и малой величиной конструкционного демпфирования колебаний.
Помимо динамической составляющей ветровой нагрузки, вызываемой пульсаци-
ями скоростного напора, следует указать еще на два вида возбуждения колебаний вы-
соких зданий, возникающих при взаимодействии сооружения с потоком:
—	вихревое возбуждение колебаний (ветровой резонанс). Необходимо произво-
дить поверочный расчет на резонанс, возникающий при таких скоростях ветра, когда
частота срыва вихрей совпадает с собственной частотой колебаний здания;
—	явление галопирования, которому подвержены плохообтекаемые гибкие
конструкции с аэродинамически неустойчивыми поперечными сечениями. Расчет
и мероприятия по снижению влияния галопирования устанавливаются после про-
ведения аэродинамических испытаний.
2.7.	Сварные соединения арматуры и. закладных деталей
Арматура из горячекатаной стали гладкого и периодического профиля, терми-
чески упрочненной стали классов Ат-ШС и At-IVC и обыкновенной арматурной
проволоки, а также закладные детали должны, как правило, изготовляться с приме-
нением для соединения стержней между собой и с плоскими элементами проката
контактной сварки — точечной и стыковой. Допускается применение дуговой свар-
ки — автоматической и полуавтоматической, а также ручной.
Стыковые соединения упрочненной вытяжкой арматуры класса А-Шв долж-
ны свариваться до ее упрочнения.
Сварные соединения стержневой горячекатаной арматуры классов A-IV
(из стали марки 20ХГ2Ц), A-V и A-VII, термомеханически упрочненной армату-
ры классов Ат-ШС, Ат-IVC, At-IVK (из стали марок 10ГС2 и 08Г2С), Ат-V (из
31 СНиП 2 0107-85.
180
стали марки 20ГС) и Ат-VCK следует применять только типов, установленных
ГОСТ 14098-85.
Сварные соединения стержневой горячекатаной арматуры класса A-1V (из стали
марки 80С) и термомеханически упрочненной арматуры классов Ат-IV, At-IVK (из ста-
ли марки 25С2Р), Ат-V (кроме из стали марки 20ГС), Ат-VK, AtVI, At-VIK и At-VII,
высокопрочной арматурной проволоки и арматурных канатов не допускаются.
Типы сварных соединений и способы сварки арматуры и закладных деталей
следует назначать с учетом условий эксплуатации конструкции, свариваемости ста-
ли, технико-экономических показателей соединений и технологических возможнос-
тей предприятия-изготовителя в соответствии с ГОСТ 14098-85.
Выполняемые контактно-точечной сваркой или дуговой сваркой прихватками
крестообразные соединения, которые должны обеспечивать восприятие арматурой
сеток и каркасов напряжений не менее ее расчетных сопротивлений (соединения
<<с нормируемой прочностью»), необходимо-указывать в рабочих чертежах арма-
турных изделий.
Сварные крестообразные соединения с ненормируемой прочностью применяют-
ся для обеспечения взаимного расположения стержней арматурных изделий в про-
цессе их транспортирования, бетонирования и изготовления конструкции.
В заводских условиях при изготовлении сварных арматурных сеток, каркасов
и соединений по длине отдельных стержней следует применять преимущественно кон-
тактную точечную и стыковую сварку, а при изготовлении закладных деталей — ав-
томатическую сварку под флюсом для тавровых и контактную рельефную сварку для
нахлесточных соединений.
. При монтаже арматурных изделий и сборных железобетонных конструкций
в первую очередь должны применяться полуавтоматические способы сварки, обес-
печивающие возможность контроля качества соединений.
При отсутствии необходимого сварочного оборудования допускается выпол-
нить в заводских и монтажных условиях крестообразные, стыковые, нахлесточные
и тавровые соединения арматуры и закладных деталей, применяя приведенные
в ГОСТ 14098-85 и в нормативных документах на сварную арматуру и закладные
детали способы дуговой, в том числе и ручной, сварки. Не допускается применять
дуговую сварку прихватками в крестообразных соединениях стержней рабочей ар-
матуры класса А-Ш марки 35ГС.
Применяя ручную дуговую сварку при выполнении сварных соединений, рас-
считываемых по прочности, в сетках и каркасах, следует устанавливать дополни-
тельные конструктивные элементы в местах соединения стержней продольной и
поперечной арматуры (прокладки, косынки, крючки и т, д.).
2.8.	Расчет элементов бетонных и железобетонных
конструкций по предельным состояниям первой группы
2.8.1.	Расчет бетонных элементов по прочности
Расчет по прочности бетонных элементов должен производиться для сечений,
нормальных к их продольной оси. В зависимости от условий работы элементов они
рассчитываются без учета, а также с учетом сопротивления бетона растянутой зоны.
181
Без учета сопротивления бетона растянутой зоны производится расчет вне-
центренно сжатых элементов, принимая, что достижение предельного состояния
характеризуется разрушением сжатого бетона. Сопротивление бетона сжатию ус-
ловно представляется напряжениями, равными равномерно распределенными
по части сжатой зоны сечения — условной сжатой зоне (см. рис. 2.19), сокращен-
но именуемой в дальнейшем сжатой зоной бетона.
Рис. 2.19. Схема усилий и эпюра напряжений в сечении, нормальном к продольной оси
внецентренно сжатого бетонного элемента, рассчитываемого по прочности без учета
сопротивления бетона растянутой зоны
Рис. 2.20. Схема усилий и эпюра напряжений в сечении, нормальном к продольной оси
изгибаемого (внецентренно сжатого) бетонного элемента, рассчитываемого по прочности
с учетом сопротивления бетона растянутой зоны
При расчете внецентренно сжатых элементов, а также элементов, в кото-
рых не допускаются трещины по условиям эксплуатации конструкций (эле-
182
ментов, подвергающихся давлению воды, карнизов, парапетов и др.) принима-
ется, что достижение предельного состояния характеризуется разрушением
бетона растянутой зоны (появлением трещин). Предельные усилия определя-
ются исходя из следующих предпосылок (см. рис. 2.20): сечения после дефор-
маций остаются плоскими; наибольшее относительное удлинение крайнего
растянутого волокна бетона равно IR^/A^ напряжения в бетоне сжатой зо-
ны определяются с учетом упругих (а в некоторых случаях и неупругих) де-
формаций бетона; напряжения в бетоне растянутой зоны распределены рав-
номерно и равны
В случаях, когда вероятно образование наклонных трещин (например, эле-
менты двутаврового и таврового сечений при наличии поперечных сил), должен
производиться расчет бетонных элементов с заменой расчетных сопротивлений
бетона для предельных состояний второй группы Rb ser и R^t ser соответствующими
значениями расчетных сопротивлений бетона для предельных состояний первой
группы R(> и
Кроме того, должен производиться расчет элементов на местное действие на-
грузки (смятие) согласно указаниям настоящей главы справочника.
2.8.2.	Внецентренно сжатые элементы
При расчете внецентренно сжатых бетонных элементов должен приниматься
во внимание случайный эксцентриситет продольного усилия еа, который в любом
случае принимается не меньше 1/600 длины элемента или расстояния между его
сечениями, закрепленными от смещения, и 1/30 высоты сечения.
При гибкости элементов iji > 14 необходимо учитывать влияние на их несу-
щую способность прогибов в плоскости эксцентриситета продольного усилия
и в нормальной к ней плоскости путем умножения значений на коэффициент )/.
В случае расчета из плоскости эксцентриситета продольного усилия значение
принимается равным значению случайного эксцентриситета.
Применение бетонных внецентренно сжатых элементов не допускается при
эксцентриситетах приложения продольной силы с учетом прогибов эд, превыша-
ющих: а) в зависимости от сочетания нагрузок: при основном сочетании — 0,9у;
при особом сочетании — 0,95у; б) в зависимости от вида и класса бетона: для тя-
желого, мелкозернистого и легкого бетонов класса выше В7,5 — у - 1; для других
видов и классов бетона — у - 2 (здесь у — расстояние от центра тяжести сечения
до наиболее сжатого волокна бетона, см).
Во внецентренно сжатых бетонных элементах в предусмотренных случаях не-
обходимо предусмотреть конструктивную арматуру.
Расчет внецентренно сжатых бетонных элементов (см. рис. 2.19) должен про-
изводиться из условия:
N<aU	(2.24)
где А(, — площадь сжатой зоны бетона, определяемая из условия, что ее центр тя-
жести совпадает с точкой приложения равнодействующей внешних сил.
Для элементов прямоугольного сечения Аь определяется по формуле:
Ab = Ml - 2од/*)•	(2-25)
183
Внецентренно сжатые бетонные элементы, в которых появление трещин не
допускается по условиям эксплуатации, независимо от расчета из условия (2.24)
должны быть проверены с учетом сопротивления бетона растянутой зоны (см. п. 2.8.1
и рис. 2.20) из условия:
N < (аК^Дем - г).	(2.26)
Для элементов прямоугольного сечения условие (2.26) имеет вид:
N < (lJ5aRbtbh)/(6eQri/h - <р).	(2.27)
В формулах 2.24—2.27: — коэффициент, определяемый по формуле (2.31);
а — коэффициент, принимаемый равным для бетона: тяжелого, мелкозернистого,
легкого и поризованного — 1,00, ячеистого автоклавного — 0,85, ячеистого неав-
токлавного — 0,75; Wpi — момент сопротивления сечения для крайнего растяну-
того волокна с учетом неупругих деформаций растянутого бетона, определяемый
в предположении отсутствия продольной силы по формуле:
Wpi = (2IM)/(h - х) + %	(2.28)
г — расстояние от центра тяжести сечения до ядровой точки, наиболее удаленной
от растянутой зоны, определяемое по формуле:
г=ФИ/А;	(2.29)
(р — коэффициент влияния нагрузки.
Положение нулевой линии определяется из условия:
S'bO = ((А - x)Abt)/2.	(2.30)
Значение коэффициента ц, учитывающего влияние прогиба на значение экс-
центриситета продольного усилия *о, следует определять по формуле:
TI = 1/(1 - N/Ncr),	(2.31)
где — условная критическая сила, определяемая по формуле:
Ncr = (6,4Е^/Ф//о2) (0,11/(0,1 + <5Д + 0,1).	(2.32.)
В формуле (2.32):
Ф/ — коэффициент, учитывающий влияние длительного действия нагрузки на про-
гиб элемента в предельном состоянии, равный:
(Pl = 1 + р Mi/Mt	(2.33)
но не более 1 + Д,
здесь р — коэффициент, принимаемый в зависимости от вида бетона по
табл. 2.36; М — момент относительно растянутой или наименее сжатой грани се-
чения от действия постоянных, длительных и кратковременных нагрузок; Mi — то же,
184
от действия постоянных и длительных нагрузок; /р — определяется по табл. 2.37;
де — коэффициент, принимаемый равным ejh, но не менее:
= 0,5 - 0,01 (/0/А) - 0,01Я4;	(2.34)
здесь Rfj — в МПа.
Табл. 2.36
Коэффициент fl для разных типов бетонов к формуле ф/ = 1 + fl Mt/M (2.35)
(	Бетон	Коэффициент р в формуле (2.38)
1. Тяжелый	1,0
2. Мелкозернистый групп: -А	1,3
|Б	1,5
;в	.. .	1,0
3. Легкий:	
при искусственных крупных заполнителях . и мелком заполнителе: !плотном	1,0
пористом	1,5
: при естественных заполнителях	2,5
4. Поризованный	2,0
! 5. Ячеистый: j автоклавный	1,3
неавтоклавный	1,5
Примечание: группы мелкозернистого бетона приведены в п. 2.2.1.
Таблица 2.37
Расчетная длина /р внецентренно сжатых бетонных элементов
Характер опирания стен и столбов	Расчетная длина Iq внецентренно сжатых бетонных элементов
i 1. С опорами вверху и внизу: ' а) при шарнирах на двух концах независимо от величины смещения опор । б) при защемлении одного из концов и возможном смещении опор для зданий: многопролетных	, однопролетных	Н 1,25Н 1,50Н
! 2. Свободно стоящие	2,00//
Примечание: обозначение, принятое в табл. 2.37: Н — высота столба (стены) в пределах эта-
жа за вычетом толщины плиты перекрытия или высота свободно стоящей конструкции.
Если изгибающие моменты (или эксцентриситеты) от полной нагрузки и от
суммы постоянных и длительных нагрузок имеют разные знаки, то при абсолют-
185
ном значении эксцентриситета полной нагрузки г0, превышающем 0,1/?, принима-
ют <pi - 1,0; если это условие не удовлетворяется, значение дц принимают равным
<Р[ = <Рп + 100 “ <Рн) (*оМ	(2-
где фу] определяют по формуле (2.33), принимая М равным произведению про-
дольной силы М от действия постоянных, длительных и кратковременных нагру-
зок на расстояние от центра тяжести до растянутой или наименее сжатой от дей-
ствия постоянных и длительных нагрузок грани сечения.
Расчет элементов бетонных конструкций на местное сжатие (смятие) должен
производиться согласно указаниям настоящей главы справочника.
Расчет изгибаемых бетонных элементов (см. рис. 2.20) должен производиться
из условия
М < aR^,	(2.37)
где а — коэффициент, принимаемый согласно указаниям настоящего параграфа;
Wp[ — определяется по формуле (2.28); для элементов прямоугольного сечения
Wpj принимается равным:
Wp; = ^2/3,5.	(2.38)
2.8.3.	Расчет железобетонных конструкций по прочности
Расчет по прочности железобетонных элементов должен производиться для
сечений, нормальных к их продольной оси, а также для наклонных к ней сечений
наиболее опасного направления. При наличии крутящих моментов следует прове-
рить прочность пространственных сечений, ограниченных в растянутой зоне спи-
ральной трещиной наиболее опасного из возможных направлений. Кроме того,
следуют производить расчет элементов на местное действие нагрузки (смятие,
продавливание, отрыв).
Предельные усилия в сечении, нормальном к продольной оси элемента, сле-
дует определять исходя из следующих предпосылок:
—	сопротивление бетона растяжению принимается равным нулю;
—	сопротивление бетона сжатию представляется напряжениями, равными Rh
и равномерно распределенными по сжатой зоне бетона;
—	деформации (напряжения) в арматуре определяются в зависимости от вы-
соты сжатой зоны бетона с учетом деформаций (напряжений) от предварительно-
го напряжения;
—	растягивающие напряжения в арматуре принимаются не более расчетного
сопротивления растяжению
—	сжимающие напряжения в арматуре принимаются не более расчетного со-
противления сжатию Rsc.
Расчет сечений, нормальных к продольной оси элемента, когда внешняя сила
действует в плоскости оси симметрии сечения и арматура сосредоточена у перпен-
дикулярных указанной плоскости граней элемента, следует производить в зависи-
186
мости от соотношения между значением относительной высоты сжатой зоны бе-
тона § = х/Z>o, определяемой из соответствующих условий равновесия, и значени-
ем относительной высоты сжатой зоны бетона (см. формулу (2.39), при кото-
ром предельное состояние элемента наступает одновременно с достижением
в растянутой арматуре напряжения, равного расчетному сопротивлению Rs с уче-
том соответствующих коэффициентов условий работы арматуры, за исключением
коэффициента yi6 (см. формулу (2.45).
Значение определяется по формуле:
& = ш/(1 + (а1Я/ая>я )(1 - ш/1,1)),	(2.39)
где со — характеристика сжатой зоны бетона, определяемая по формуле:
со = а - 0,008Я^,	(2.40)
здесь а — коэффициент, принимаемый равным для бетона:
тяжелого — 0,85;
мелкозернистого (см. п.2.2.1) групп А — 0,80;
групп Б и В — 0,75;
легкого, ячеистого и поризованного — 0,80;
для тяжелого, легкого и поризованного бетонов, подвергнутых автоклавной
обработке, коэффициент а снижается на 0,05;
Rb — в МПа;
asR — напряжение в арматуре, МПа, принимаемое для арматуры классов:
А-I, А-П, А-Ш, А-Шв, Вр-1 -
osr -Rs~ osp.	(2.41)
A-IV, A-V, A-VI и At-VII -
= R,+ 400 - asp - &osp,	(2.42)
В-П, Вр-П, К-7 и K-19 -
°sR = Rs + 400 “	(2-43)
здесь Rs — расчетное сопротивление арматуры растяжению с учетом соответству-
ющих коэффициентов условий работы арматуры уя-, за исключением yi6 (см. фор-
мулу (2.40); osp — принимается при коэффициенте у^ < 1,0; Acrsp — по общим ус-
ловиям (см. указания настоящей главы); osc и — предельное напряжение в армату-
ре сжатой зоны, принимаемое для конструкций из тяжелого, мелкозернистого
и легкого бетонов в зависимости от учитываемых в расчете нагрузок по табл. 2.13:
по п. 2а — равным 500 МПа, по п. 26 — равным 400 МПа. Для конструкций из
ячеистого и поризованного бетонов во всех случаях значение принимается равным
400 МПа. При расчете элементов в стадии обжатия значение osc и = 330 МПа.
Значения определяемые по формуле (2.39), для элементов из ячеистого
бетона следует принимать не более 0,6.
187
При расчете по прочности железобетонных элементов с высокопрочной ар-
матурой классов А-IV, A-V, A-VI, At-VII, В-П, Вр-П, К-7 и К-19 при соблюдении
условия J < расчетное сопротивление арматуры Rs должно быть умножено на
коэффициент ys6 (см. п. 6 табл. 2.25), определяемый по формуле:
Лб = Ч ~ (п - 1)(2	- 1) < Г},
(2-44)
где т] — коэффициент, принимаемый равным для арматуры классов: A-IV — 1,20;
A-V, В-П, Вр-П, К-7 и К-19 - 1,15; A-VI и At-VII - 1,10.
Для случая центрального растяжения, а также внецентренного растяжения
продольной силой, расположенной между равнодействующими усилий в армату-
ре, значение уд6 принимается равным г].
При наличии сварных стыков в зоне элемента с изгибающими моментами,
превышающими 0,9Мтах (где Мгаах — максимальный расчетный момент), значение
коэффициента ys6 для арматуры классов A-IV и A-V принимается не более 1,10,
а классов A-VI и At-VII — не более 1,05.
Коэффициент ys6 не следует учитывать для элементов: рассчитываемых на дейст-
вие многократно повторяющейся нагрузки; армированных высокопрочной проволокой,
расположенной вплотную (без зазоров); эксплуатируемых в агрессивной среде.
Для напрягаемой арматуры, расположенной в сжатой зоне при действии
внешних сил или в стадии обжатия и имеющей сцепление с бетоном, расчетное со-
противление сжатию Rsc должно быть заменено напряжением osc, равным (сгс и — суД
МПа, но не более Rsc, где osp определяется при коэффициенте у,ф > 1,0, oscu —
см. пояснения к формуле (2.39).
2.8.4.	Изгибаемые элементы прямоугольного, таврового,
двутаврового и кольцевого сечений
Расчет прямоугольных сечений изгибаемых элементов (рис. 2.21) при
§ = x/h0 < должен производиться из условия:
М < Rbbx(bQ - 0,5х) + RscA's(bQ - а'),	(2-45)
Рис. 2.21. Схема усилий и эпюра напряжений в сечении, нормальном к продольной оси
изгибаемою железобетонного элемента, при расчете его по прочности
188
при этом высота сжатой зоны х определяется из формулы:
М. - RscA'i = RtPx.
(2-46)
Расчет сечений, имеющих полку в сжатой зоне, при 5 = x/h$ < должен
производиться в зависимости от положения границы сжатой зоны:
а)	если граница проходит в полке (рис. 2.22, а), т. е. соблюдается условие
Rbb'fb'f + RS(A'S,
Рис. 2.22. Положение границы сжатой зоны в сечении изгибаемого железобетонного
элемента:
а — в полке; б — в ребре
б)	если граница проходит в ребре (рис. 2.25, б), т. е. указанное условие не
соблюдается, расчет производится из условия:
М < Rbbx(h§ - 0,5х) + Rb(b'f- b)h'f(bQ - 0,56» + RscA's(hQ - а'\ (2.47)
при этом высота сжатой зоны бетона х определяется из формулы:
ЯД - RSCA'S = Rbbx + Rb(b'f - b)b'f.	(2.48)
Значение b'f вводимое в расчет, принимается из условия, что ширина свеса полки
в каждую сторону от ребра должна быть не более 1/6 пролета элемента и не более:
а)	при наличии поперечных ребер или при h'f> 0,16 — 1/2 расстояния в све-
ту между продольными ребрами;
б)	при отсутствии поперечных ребер или при расстояниях между ними боль-
ших, чем расстояния между продольными ребрами, 6'у< 0,16 - 6 6»
в)	при консольных свесах полки:
при бу> 0,16 - 66» при 0,056 < бу < 0,16 - 3 6» при 6'у< 0,056 — свесы не
учитываются.
При расчете по прочности изгибаемых элементов рекомендуется соблюдать
условие х < В случае, когда площадь сечения растянутой арматуры по кон-
структивным соображениям или из расчета по предельным состояниям второй
группы принята большей, чем это требуется для соблюдения условия х < %кЬц,
расчет следует производить по формулам для общего случая.
189
Если полученное из расчета значение х > допускается производить рас-
чет, определяя высоту сжатой зоны соответственно из формул:
оД - RSCA', = Rbbx; oAs - RSCA'S = Rbbx + Rb(b'f- b)b'f, (2-49)
as = (0,2 -I- £r) Rs/(0,2 + % + 0,35 a^/R, (1 -	(2.50)
Здесь £ = x/h^ (x подсчитывается при значениях Rs с учетом соответствую-
щих коэффициентов условий работы арматуры); asp — определяется при коэффи-
циенте ysp > 1,0.
Расчет изгибаемых элементов кольцевого сечения при соотношении внутреннего
и наружного радиусов r*i/r2 > 0,5 с арматурой, равномерно распределенной по длине
окружности (при числе продольных стержней не менее 6), должен производиться как
для внецентренно сжатых элементов, принимая значение продольной силы N = 0
и подставляя в формулу (2.55) вместо Ne$ значение изгибающего момента М.
Внецентренно сжатые элементы прямоугольного и кольцевого сечений
Расчет прямоугольных сечений внецентренно сжатых элементов следует про-
изводить:
а)	при £ = x/Pq < (см. рис. 2.23) из условия:
Ne<Rbbx(hQ - 0,5х) + RscA's(hQ - а'),	(2.51)
Рис. 2.23. Схема усилий и эпюра напряжений в сечении, нормальном к продольной оси
внецентренно сжатого железобетонного элемента, при расчете его по прочности
при этом высота сжатой зоны определяется из формулы:
N + /?Д - RJCA = Rbbx\
(2-52)
б)	при § =	> Jr — также из условия 2.51, но при этом высота сжатой
зоны определяется:
для элементов из бетона класса ВЗО и ниже с ненапрягаемой арматурой клас-
сов А-I, А-П, А-Ш — из формулы:
190
N + asAs - RSCA'S = Rbbx,
(2.53)
где
a5 =(2(1- х/Ь0У(1 - & - 1) Rs.	(2.54)
Расчет внецентренно сжатых элементов кольцевого сечения при соотношении
внутреннего и наружного радиусов Г]/г2 > 0,5 с арматурой, равномерно распреде-
ленной по длине окружности (при числе продольных стержней не менее 6), дол-
жен производиться из условия:
^0 <	+ Rsc^s,toP s) (siwt	RsAs,totV$Z$i
при этом величина относительной площади сжатой зоны бетона определяется по
формуле:
£«> = (N+ (osp +	л (Яд. 1 (D2RS) As tol). (2.56)
Если полученное из расчета ±С1Г < 0,15, то в формуле (2.55) подставляется
значение определяемое по формуле:
= (N +	+ <PsRS)Asjol)/(RbA + RscAs,lot)‘	(2-57)
при этом значение ys определяется по формуле (2.58), принимая 0,15.
В формулах (2.55)—(2.57):
гт — полусумма внутреннего и наружного радиусов;
rs — радиус окружности, проходящей через центры тяжести стержней арма-
туры;
Astol ~ площадь сечения всей продольной арматуры;
(ps — коэффициент, определяемый по формуле:
<Ps = о>1 -	(2.58)
zs — расстояние от равнодействующей в арматуре растянутой зоны до цент-
ра тяжести сечения, определяемое по формуле:
zs = (0,2 + 1,3£,г)г„	(2.59)
но принимаемое не более гл.;
asp — определяется при коэффициенте ysp > 1,0;
— коэффициент, определяемый по формуле:
= Лг~ Os/Rr	(2‘60)
здесь г}г — коэффициент, принимаемый равным для арматуры классов:
А-1, А-П, А-Ш	1,0
A-IV, A-V, A-VI, At-VII, В-П, Вр-П, К-7 и К-19	1,1
191
tx>2 — коэффициент, определяемый по формуле:
=	(2.61)
где значение д принимается равным:
5= 1,5 + 6Я/10“4	(2.62)
(здесь R. — в Мпа).
Если вычисленное по формуле (2.58) значение tps < 0, то 8 условие (2.55)
подставляются ф, - 0 и значение полученное по формуле (2.56) при
= си 2 = 0.
Гибкость lqjief элементов с косвенным армированием не должна превышать
при косвенном армировании сетками — 55, спиралью — 35, где геу— радиус инер-
ции части сечения, вводимой в расчет.
Значения Я/, определяются по формулам:
а)	при армировании сварными поперечными сетками:
&Ь.Г£и =	(2. 63)
где Rs:.y — расчетное сопротивление арматуры сеток;
/Агу ~	^yA-sy^y)/ AefS*	(^•^)
здесь их, ЛУХ, !х — соответственно число стержней, площадь поперечного сече-
ния и длина стержня сетки (считая в осях крайних стержней) в одном направ-
лении; пу1 Asy, 1у — то же, но в другом направлении; Aej- — площадь сечения бе-
тона, заключенного внутри контура сеток; s — расстояние между сетками; ср —
коэффициент эффективности косвенного армирования, определяемый по фор-
муле:
<р = 1/(0,23 + <//),	(2.65)
где ip — f^xyRs xy/^Rff + Ю), Rsxy1 R^ в МПа.
Для элементов из мелкозернистого бетона значение коэффициента ср сле-
дует принимать не более единицы. Площади сечения стержней сетки на едини-
цу длины в одном и другом направлении не должны различаться более чем
в 1,5 раза;
б)	при армировании спиральной или кольцевой арматурой:
Rh,red ~	~	(2.66)
где Rscir — расчетное сопротивление арматуры спирали; pccir — коэффициент ар-
мирования, равный:
№cir ~~	(2.67)
192
<десь ASfCir — площадь поперечного сечения спиральной арматуры; dej — диаметр
сечения внутри спирали; 5 — шаг спирали; е0 — эксцентриситет приложения про-
дольной силы (без учета влияния прогиба).
Значения коэффициентов армирования, определяемые по формулам (2.53) и
(2.67), для элементов из мелкозернистого бетона следует принимать не более 0,04.
Расчетное сопротивление сжатию Rsc>rej продольной высокопрочной армату-
ры классов A-IV, A-V, A-VI и At-VII для элементов из тяжелого бетона с косвен-
ным армированием сварными сетками определяется по формуле:
(2.68)
и принимается не более Rx.
В формуле (2.68):
<?! = 8,5Е^/(К,• 103), где 0 = 0,8 + ч (A>iM/Aef )(1 - Я/100).
Здесь т] — коэффициент, принимаемый равным для арматуры классов:
A-IV	10;
A-V, A-VI и At-VII	15;
Astot — плоЩадь сечения всей продольной высокопрочной арматуры; Aef — обо-
значение то же, что и в формуле (2.64); Rb — в МПа.
Значение в принимается не менее 1,0 и не более: 1,2 при арматуре класса A-IV;
1,6 при арматуре классов A-V, А-VI и At-VII.
Косвенное армирование учитывается в расчете при условии, что несущая
способность элемента, определенная согласно указаниям настоящего параграфа
(вводя в расчет Aef и Я/, ^), превышает его несущую способность, определенную
по полному сечению А и значению расчетного сопротивления бетона Rb без учета
косвенной арматуры.
При расчете внецентренно сжатых элементов с косвенным армированием на-
ряду с расчетом по прочности следует производить расчет, обеспечивающий тре-
щи нестойкость защитного слоя бетона.
Расчет производится по эксплуатационным значениям расчетных нагрузок
()у= 1,0), учитывая всю площадь сечения бетона и принимая расчетные сопротив-
ления Rbxer и Rx хег для предельных состояний второй группы и расчетное сопро-
тивление арматуры сжатию равным значению RStSer, но не более 400 МПа.
При определении граничного значения относительной высоты сжатой зоны
принимают охс и = 400 МПа, и коэффициент принимают равным 0,006.
При учете влияния гибкости следует определять значения ие с заменой
0.010R/, на 0,008 Rbser.
При расчете внецентренно сжатых элементов следует учитывать влияние
прогиба на их несущую способность, как правило, путем расчета конструкций по
деформированной схеме.
' Полный справочник проектировщика
193
Расчетную длину внецентренно сжатых железобетонных элементов реко-
мендуется определять как для элементов рамной конструкции с учетом ее дефор-
мированного состояния при наиболее невыгодном для данного элемента располо-
жении нагрузки, принимая во внимание неупругие деформации материалов и на-
личие трещин.
Для элементов наиболее часто встречающихся конструкций допускается при-
нимать расчетную длину 1$ равной:
а)	для колонн многоэтажных зданий при числе пролетов не менее двух и со-
единениях ригелей и колонн, рассчитываемых как жесткие, при конструкциях пе-
рекрытий, сборных — Н; монолитных — 0,7Я, где Н — высота этажа (расстояние
между центрами узлов);
б)	для колонн одноэтажных зданий с шарнирным опиранием несущих конст-
рукций покрытий, жестких в своей плоскости (способных передавать горизонталь-
ные усилия), а также для эстакад — по табл. 2.47;
в)	для элементов ферм и арок — по табл. 2.38.
2.8.5. Центрально-растянутые элементы
При расчете сечений центрально-растянутых железобетонных элементов
должно соблюдаться условие:
N < RsAs,l0„	(2.69)
где Astol — площадь сечения всей продольной арматуры.
Внецентренно растянутые элементы прямоугольного сечения
Расчет прямоугольных сечений внецентренно растянутых элементов должен
производиться в зависимости от положения продольной силы N:
а)	если продольная сила N приложена между равнодействующими усилий
в арматуре S и S' (рис. 2.24, а) — из условий:	(
Ne<RsA's(bQ-a'),	(2.70)
Ne^R^-ay,	(2.71)
б)	если продольная сила N приложена за пределами расстояния между рав-
нодействующими усилий в арматуре 5 и S' (рис. 2.24, б) — из условия:
Ne< Rbbx(hQ - 0,5л-) + RS(A's(bQ - «'),	(2.72)
при этом высота сжатой зоны х определяется по формуле:
ЯД-  RSCA'S - N = Rbbx.	(2.73)
Если полученное из расчета по формуле (2.73) значение х > в условие (2.87)
подставляется х = sr% где определяется согласно указаниям настоящей главы для
общих случаев.
194
Рис. 2.24. Схема усилий и эпюра напряжений в сечении, нормальном к продольной оси
внецентренно растянутого железобетонного элемента, при расчете его по прочности:
а — продольная сила N приложена между равнодействующими усилий в арматуре S и S';
б — то же, за пределами расстояния между равнодействующими усилий в арматуре S и S'
Табл. 2.38
Расчетная длина /0 колонн одноэтажных зданий
Характеристика					Расчетная длина /д колонн одноэтажных зданий при расчете их в плоскости		
					попереч- ной ра- мы или перпен- дику- ляр- ной к оси эста- кады	перпендикулярной поперечной раме или параллельной оси эстакады	
						при на- личии	при от- сутствии
						связей в плоскости продольного ряда ко- лонн или анкерных опор	
1	2	3	4	5	6	7	8
Зда- ния	С мосто- выми кра- нами	При учете нагрузки от кранов	Подкрановая (нижняя) часть колонн при под- крановых балках	Раз- резных Нераз- резных	1.5Н1 1,2Яг	0,8Hj 0,8Я!	0,8Я)
195
1 1 2 	j		 1	3	L _ Л . ..	5	6	7	8
		Надкрановая (верхняя) часть	Раз- резных	2,0Я2 2,0Я2	1»5Я2	2,0Я2
		колонн при под- крановых балках	Нераз- резных		1,5Я2	1,5Я2
		Подкрановая (нижняя) часть	Однопро- летных	1,5Я	0,8Я!	1,2Я
1 !	Без учета нагрузки	колонн зданий	Многопро- летных	1,2Я	0,8Ят	1J” -
I 1 i	от кранов	Надкрановая (верхняя) часть колонн при под- крановых балках	Раз- резных Нераз- резных	2,5Я2 2,ОН2	1,5Н2 1,5‘Н2	2,0Я2 1,5Я2
; Без мос- i товых кранов	Колонны ступен- чатые	Нижняя часть колонн зданий	Однопро- летных -  Многопро- летных	1,5Я ~1’2Я	0,8Я 0,8Я"~	Г 1.2Я 1.2Я '
		Верхняя часть колонн		2,5Я2	2,0Я2	2,5Я2
! , i	Колонны постоянного		Однопро- летных	1,5Я	0,8Я	1,2Я
1 ! ,	.	сечения зданий		Многопро- летных	1,2Я	0,8Я	1-2Я
Эста- Кра- кады 1 новые ।	При подкрановых балках		Разрезных Нераз- резных	2.0Я! 1,5Н]	0,8Я! 0,8Я]	1.5Я]
Под !	1 трубо- про- воды	При соединении колонн с пролетным строением		Шарнирном Жестком 	. ..	2,ОН 1,5Я 		Я 0,7Н	2,0Я 1,5Я
Примечания:	(
1.	Обозначения, принятые в табл. 2.38:
Н — полная высота колонны от верха фундамента до горизонтальной конструкции (стро-
пильной или подстропильной распорки) в соответствующей плоскости;
Я] — высота подкрановой части колонны от верха фундамента до низа подкрановой балки;
Н2 — высота надкрановой части колонны от ступени колонны до горизонтальной конст-
рукции в соответствующей плоскости.
2.	При наличии связей до верха колонн в зданиях с мостовыми кранами расчетная длина
надкрановой части колонн в плоскости оси продольного ряда колонн принимается рав-
ной Н2.
Общий случай расчета (при любых сечениях, внешних усилиях
и любом армировании)
Расчет сечений в общем случае (рис. 2,25) должен производиться из условия:
м<± (Rbsh-
(2-74)
196
при этом знак «плюс» перед скобкой принимается для внецентренного сжатия
и изгиба, знак «минус» — для растяжения.
Рис. 2.25. Схема усилий и эпюра напряжений в сечении, нормальном к продольной оси
железобетонного элемента, в общем случае расчета по прочности:
I—I — плоскость, параллельная плоскости действия изгибающего момента, или плоскость,
проходящая через точки приложения продольной силы и равнодействующих внутренних
сжимающих и растягивающих усилий; 1 — точка приложения равнодействующей усилий
в сжатой арматуре и в бетоне сжатой зоны; 2 — точка приложения равнодействующей
усилий в растянутой арматуре;
•В формуле (2.74): М — в изгибаемых элементах — проекция момента внешних сил
на плоскость, перпендикулярную прямой, ограничивающей сжатую зону сечения;
во внецентренно сжатых и растянутых элементах — момент продольной силы N
относительно оси, параллельной прямой, ограничивающей сжатую зону, и проходящей:
во внецентренно сжатых элементах — через центр тяжести сечения наиболее
растянутого или наименее сжатого стержня продольной арматуры;
во внецентренно растянутых элементах — через точку сжатой зоны, наибо-
лее удаленную от указанной прямой;
S(, — статический момент площади сечения сжатой зоны бетона относитель-
но соответствующей из указанных осей, при этом в изгибаемых элементах поло-
жение оси принимается таким, как и во внецентренно сжатых;
Ssi — статический момент площади сечения /-го стержня продольной арматуры
относительно соответствующей из указанных осей; osi — напряжение в /-м стержне
продольной арматуры, определяемое согласно указаниям настоящего пункта.
Таб. 2.39
Расчетная длина 1$ элементов ферм и арок
Наименование элементов	Расчетная длина /д элементов ферм и арок
1	2
1. Элементы ферм: а) верхний пояс при расчете: в плоскости фермы: при ец < 1/8/ц	0,9/
197
	j	 при е0 > 1/8/ц из плоскости фермы: для участка под фонарем (при ширине фонаря 12 м и более) в остальных случаях б) раскосы и стойки при расчете: в плоскости фермы из плоскости фермы: при	< 1,5 при ^/Ь2> 1,5		2			 0,87 0,8/ 0,9/ 0,8/ 0,9/ 0,8/
2.	Арки: а)	при расчете в плоскости арки: трехшарнирной двухшарнирной бесшарнирной б)	при расчете из плоскости арки (любой)	O,58OL 0,540L 0,365L L
Примечание: обозначения, принятые в табл. 2.39:
I — длина элемента между центрами примыкающих узлов, а для верхнего пояса фермы при
расчете из плоскости фермы — расстояние между точками его закрепления;
L — длина арки вдоль ее геометрической оси; при расчете из плоскости арки — длина ар-
ки между точками ее закрепления из плоскости арки;
— высота сечения верхнего пояса;
£»1, Z>2 — ширина сечения соответственно верхнего пояса и стойки (раскоса) фермы.
Высота сжатой зоны х и напряжение asi определяются из совместного реше-
ния уравнений:
Mi - 2М»± N = 0;	(2.75)
- "/1.1)) ("/& - 1) + ospi.	(2.76)
В уравнении (2.75) знак «минус» перед V принимается для внецентренно
сжатых элементов, знак «плюс» — для внецентренно растянутых.
Кроме того, для определения положения границы сжатой зоны при косом изгибе
требуется соблюдение дополнительного условия параллельности плоскости действия мо-
ментов внешних и внутренних сил, а при косом внецентренном сжатии или растяжении —
условия, что точки приложения внешней продольной силы, равнодействующей сжимаю-
щих усилий в бетоне и арматуре и равнодействующей усилий в растянутой арматуре (либо
внешней продольной силы, равнодействующей сжимающих усилий в бетоне и равнодейст-
вующей усилий во всей арматуре) должны лежать на одной прямой (см. рис. 2.25).
Если значение полученное по формуле (2.76), для арматуры классов A-IV,
A-V, A-VI, At-VII, В-П, Вр-П, К-7 и К-19 превышает то напряжение ssi следу-
ет определять по формуле:
31
(2.77)
198
В случае, когда найденное по формуле (2.77) напряжение в арматуре превышает
без учета коэффициента у^, в условия (2.74) и (2.75) подставляется значение равное
RSI с учетом соответствующих коэффициентов условии работы, в том числе ys6.
Напряжение сгя вводится в расчетные формулы со своим знаком, получен-
ным при расчете по формулам (2.76) и (2.77), при этом необходимо соблюдать
следующие условия:
во всех случаях > ая >
для предварительно напряженных элементов сгя- > атг„ здесь — напряже-
ние в арматуре, равное предварительному напряжению о'^, уменьшенному на ве-
личину oscu .
В формулах (2.75)—(2.77):
Ая — площадь сечения Z-го стержня продольной арматуры; о^ — предваритель-
ное напряжение в /-м стержне продольной арматуры, принимаемое при коэффи-
циенте уТ£, назначаемом в зависимости от расположения стержня; — относи-
тельная высота сжатой зоны бетона, равная = x/hOii где hQt — расстояние от
оси, проходящей через центр тяжести сечения рассматриваемого /-го стержня ар-
матуры и параллельной прямой, ограничивающей сжатую зону, до наиболее уда-
ленной точки сжатой зоны сечения (см, рис. 2.25); со — характеристика сжатой
зоны бетона; — относительная высота сжатой зоны, отвечающая дости-
жению в рассматриваемом стержне напряжений, соответственно равных Rsi
и ДЯя; значения и %ен определяются по формуле
^Ri(eli) ~ ^/(1 4-	/°sc,u) П — ^/13)),	(2.78)
здесь
= Rsi + 400 - Ом - Доф, МПа, — при определении
°s,eii = PRsi - °spv МПа, — при определении
и — см. для общих случаев.
Значения До^ и коэффициента fi определяются:
при механическом, а также автоматизированных электротермическом и электро-
термомеханическом способах предварительного напряжения арматуры классов A-IV,
A-V, A-VI и At-VII по формулам:
&aspi = 1500 aspi/Rsi - 1200 > 0;	(2.79)
^=0,5^,/Л„ + 0,4>0,8;	(2.80)
при иных способах предварительного напряжения арматуры классов A-IV, A-V,
A-VI и At-VII, а также для арматуры классов В-П, Вр-П, К-7 и К-19 при любых спо-
собах предварительного напряжения значения До^ = 0, коэффициент р - 0,8.
В формулах (2.79) и (2.80) о^ принимается при коэффициенте у$р < 1,0, ин-
декс i означает порядковый номер стержня арматуры.
2.8.6. Расчет по прочности сечений, наклонных к продольной
оси элемента
Расчет железобетонных элементов по наклонным сечениям должен произво-
диться для обеспечения прочности: на действие поперечной силы по наклонной
199
полосе между наклонными трещинами; на действие поперечной силы по наклон-
ной трещине; на действие поперечной силы по наклонной .сжатой полосе между
грузом и опорой (для коротких консолей колонн); на действие изгибающего мо-
мента по наклонной трещине.
Расчет железобетонных элементов на действие поперечной силы для обеспе-
чения прочности по наклонной полосе между наклонными трещинами должен
производиться из условия:
Q< WfPwWb&bbt).	(2.81)
Коэффициент учитывающий влияние хомутов, нормальных к продоль-
ной оси элемента, определяется по формуле:
<Pw} = 1 + ^/Uw,	(2.82)
но составляет не более 1,3,
где a Es/Ebi Asw/bs.
Коэффициент определяется по формуле:
Фм =• 1 ~	(2.83)
где р — коэффициент, принимаемый равным для бетона: тяжелого, мелкозернис-
того и ячеистого — 0,01; легкого — 0,02; Rb — в МПа.
Расчет железобетонных элементов с поперечной арматурой (рис. 2.26) на
действие поперечной силы для обеспечения прочности по наклонной трещине дол-
жен производиться по наиболее опасному наклонному сечению из условия:
2< Qb+ Qs.,«c-	(2.84)
Рис. 2.26. Схема усилий в сечении, наклонном к продольной оси железобетонного
элемента, при расчете его по прочности на действие поперечной силы
Поперечная сила Q в условии (2.84) зависит от внешней нагрузки, располо-
женной по одну сторону от рассматриваемого наклонного сечения.
200
Поперечное усилие Qbl воспринимаемое бетоном, определяется по формуле:
Qb = (<Рй(1 + <₽/+ 4>n)Rbibh02V^	(2.85)
где с — длина проекции наиболее опасного наклонного сечения на продольную
ось элемента.
Коэффициент учитывающий влияние вида бетона, принимается равным
для бетона:
тяжелого и ячеистого	2,00;
мелкозернистого	1,70;
легкого при марке по средней плотности
D 1900 и более	1,90;
D 1800 и менее при мелком заполнителе:
плотном	1,75;
пористом	1,50.
Коэффициент (jcy, учитывающий влияние сжатых полок в тавровых и двутав-
ровых элементах, определяется по формуле:
b)h'f)/bhGi	(2.86)
но составляет не более 0,5.
При этом b'j принимается не более b + 3b'f, а поперечная арматура должна
быть заанкерена в полке.
Коэффициент <ри, учитывающий влияние продольных сил, определяется по
формулам:
при действии продольных сжимающих сил
q>n=OA(N/Rblbho),	(2.87)
но не более 0,5;
для предварительно напряженных элементов в формулу (2.87) вместо N под-
ставляется усилие предварительного обжатия Р; положительное влияние продоль-
ных сжимающих сил не учитывается, если они создают изгибающие моменты,
одинаковые по знаку с моментами от действия поперечной нагрузки;
при действии продольных растягивающих сил:
<р„ = -0.2 (N/RbM,	(2.88)
но составляет не более 0,8 по абсолютной величине.
Значение 1 4- <ру + уп во всех случаях принимается не более 1,5.
Значение Qb, вычисленное по формуле (2.85), принимается не менее
v’m(1 + <Pf+ <PnW>b0.
Коэффициент принимается равным для бетона:
тяжелого и ячеистого	0,6;
мелкозернистого	0,5;
легкого при марке по средней плотности
D 1900 и более	0,5;
D 1800 и менее	0,4.
201
При расчете железобетонных элементов с поперечной арматурой должна
быть также обеспечена прочность по наклонному сечению в пределах участка
между хомутами, между опорой и отгибом и между отгибами.
Поперечные усилия Qsw и 2, ;ис определяются как сумма проекций на нормаль
к продольной оси элемента предельных усилий соответственно в хомутах и отгибах,
пересекающих опасную наклонную трещину.
Длина с0 проекции опасной наклонной трещины на продольную ось элемента
определяется из минимума выражения Q/, + Qsw + Qs>inc, где в значение 0^ вместо
с подставляется е0; полученное значение Сд принимается не более 2Ь$ и не более
значения с, а также не менее £0, если с > Z>0.
Для элементов с поперечной арматурой в виде хомутов, нормальных к про-
дольной оси элемента и имеющих постоянный шаг в пределах рассматриваемого
наклонного сечения, значение с0 соответствует минимуму выражения + Qsw,
определяемому по формуле:
с0 = 2<Рм(1 + <Pf+ 4>nW>b()2/qSW1	89)
где — усилие в хомутах на единицу длины элемента, определяемое по формуле:
(2.90)
Для таких элементов поперечное усилие определяется по формуле:
Qsw~	(2’91)
При этом для хомутов, устанавливаемых по расчету, должно удовлетворять-
ся условие
> (<?и(1 + <Pf + МА	(2-92)
При расчете конструкций, в которых в качестве ненапрягаемой продольной
растянутой арматуры применяется стержневая арматура классов A-IV и А-Шв
или арматура классов A-V, A-VI и At-VII (при смешанном армировании), коэф-
фициенты (р^ <Рьъ а также эд4, необходимо умножать на 0,8.
Расчет железобетонных элементов без поперечной арматуры на действие по-
перечной силы для обеспечения прочности по наклонной трещине должен произ-
водиться по наиболее опасному наклонному сечению из условия:
Q < (Фм(1 + VnWWYc,	( 2.93)
где правая часть условия (2.93) принимается не более 2^Rbtbh^ и не менее
<РЬз(1 + <Pn)Rblbh0-
Коэффициент	принимается равным для бетона:
тяжелого и ячеистого	1,5;
мелкозернистого	1,2;
легкого при марке по средней плотности:
D 1900 и более	1,2;
D 1800 и менее	1,0.
202
Коэффициенты и <ри, а также значения Q и с в формуле (2.93) определя-
ются согласно общим указаниям.
Расчет железобетонных элементов с наклонными сжатыми гранями (рис. 2.27)
на действие поперечной силы для обеспечения прочности на наклонной трещине
производится согласно общим указаниям. При этом в качестве рабочей высоты
в пределах рассматриваемого наклонного сечения в расчет вводятся: для элемен-
тов с поперечной арматурой — наибольшее значение для элементов без попе-
речной арматуры — среднее значение Ь$.
Рис. 2.27. Схема для расчета железобетонных балок с наклонными сжатыми гранями
Расчет железобетонных коротких консолей колонн (/ < 0,9 h§\ рис. 2.28) на
действие поперечной силы для обеспечения прочности по наклонной сжатой поло-
се между грузом и опорой должен производиться из условия:
Q< O^(pw2Rbblbsin0,
(2.94)
где правая часть условия (2.94) принимается не более 3,5RbtbhQ и не менее правой
части условия (2.93); в — угол наклона расчетной сжатой полосы к горизонтали.
Рис. 2.28. Схема для расчета коротких консолей
203
Ширина наклонной сжатой полосы 1Ь определяется по формуле:
h =	(2-95)
где — длина площадки передачи нагрузки вдоль вылета консоли.
При определении длины lsup следует учитывать особенности передачи нагруз-
ки при различных схемах опирания конструкций на консоли (свободно опертые
или защемленные балки, расположенные вдоль вылета консоли; балки, располо-
женные поперек вылета консоли, и т. д.).
Коэффициент эд2, учитывающий влияние хомутов, расположенных по высоте
консоли, определяется по формуле
kwl = 1 + ^Pwb	(2-96)
где а = Е/Еь, hwi = Asu/bsw\ Asw — площадь сечения хомутов в одной плоскости;
sw — расстояние между хомутами, измеренное по нормали к ним.
При этом учитываются хомуты горизонтальные и наклонные под углом не
более 45° к горизонтали.
Расчет железобетонных элементов на действие изгибающего момента (рис. 2.29)
для обеспечения прочности по наклонной трещине должен производиться по
опасному наклонному сечению из условия:
М < М, + Мш + Mhim.
(2.97)
Рис. 2.29. Схема усилий в сечении, наклонном к продольной оси железобетонного
элемента, при расчете его по прочности на действие изгибающего момента
204
Момент М в условии (2.97) определяется от внешней нагрузки, расположен-
ной по одну сторону от рассматриваемого наклонного сечения, относительно оси,
перпендикулярной плоскости действия момента и проходящей через точку прило-
жения равнодействующей усилий в сжатой зоне.
Моменты Ms, и Ms inc определяются как сумма моментов относительно
той же оси от усилий соответственно в продольной арматуре, хомутах и отгибах,
пересекающих растянутую зону наклонного сечения.
При определении усилий в арматуре, пересекающей наклонное сечение, сле-
дует учитывать ее анкеровку за наклонным сечением.
Высота сжатой зоны наклонного сечения определяется из условия равнове-
сия проекций усилий в бетоне сжатой зоны и в арматуре, пересекающей растяну-
тую зону наклонного сечения, на продольную ось элемента.
Расчет наклонных сечений на действие момента производится в местах обрыва
или отгиба продольной арматуры, а также в приопорной зоне балок и у свободного
края консолей. Кроме того, расчет наклонных сечений на действие момента произво-
дится в местах резкого изменения конфигурации элемента (подрезки и т. п.).
На приопорных участках элементов момент Ms, воспринимаемый продольной арма-
турой, пересекающей растянутую зону наклонного сечения, определяется по формуле:
М, =	(2.98)
где — площадь сечения продольной арматуры, пересекающей наклонное сече-
ние; zs — расстояние от равнодействующей усилий в продольной арматуре до рав-
нодействующей усилий в сжатой зоне.
При отсутствии у продольной арматуры анкеровки расчетные сопротивления
арматуры растяжению Rs в месте пересечения ею наклонного сечения принимают-
ся сниженными согласно п.5 табл. 2.25.
Для конструкций из ячеистого бетона усилия в продольной арматуре долж-
ны определяться по расчету только с учетом работы поперечных анкеров на при-
опорных участках.
Момент Msw, воспринимаемый хомутами, нормальными к продольной оси
элемента, с равномерным шагом в пределах растянутой зоны рассматриваемого
наклонного сечения, определяется по формуле:
Msw - qsw <У1,	(2.99)
где qsw — усилие в хомутах на единицу длины элемента, определяемое по форму-
ле (2.89); с — длина проекции наиболее опасного наклонного сечения на продоль-
ную ось элемента.
2Я.7. Расчет по прочности пространственных сечений
(элементов, работающих на кручение с изгибом)
При расчете пространственных сечений усилия определяются исходя из сле-
дующих предпосылок:
сопротивление бетона растяжению принимается равным нулю;
сжатая зона пространственного сечения условно представляется плоско-
стью, расположенной под углом в к продольной оси элемента, а сопротивление
205
бетона сжатию — напряжениями Rbsin2 3, равномерно распределенными по сжа-
той зоне;
растягивающие напряжения в продольной и поперечной арматуре, пересекающей
растянутую зону рассматриваемого пространственного сечения, принимаются равны-
ми расчетным сопротивлениям соответственно Rs и R^',
напряжение в арматуре, расположенной в сжатой зоне, принимается для не-
напрягаемой арматуры — равным Rsc, для напрягаемой — согласно общим указа-
ниям.
Элементы прямоугольного сечения
При расчете элементов на кручение с изгибом должно соблюдаться условие:
Т < O.lR^b,
(2.100)
где b, h — соответственно меньший и больший размеры граней элемента.
При этом значение R^ для бетона классов выше ВЗО принимается как для бе-
тона класса ВЗО.
Расчет по прочности пространственных сечений (рис. 2.30) должен произво-
диться из условия:
Т< ЯД ((1 +	+ х)) (2>0 - 0,5х).	(2.101)
Высота сжатой зоны х
определяется из условия:
ЯД - RstA’s = Rbbx.
(2.102)
Рис. 2.30. Схема усилий в пространственном сечении железобетонного элемента,
работающего на изгиб с кручением, при расчете его по прочности
206
Расчет должен производиться для трех расчетных схем расположения сжа-
той зоны пространственного сечения:
1-я схема — у сжатой от изгиба грани элемента (рис. 2.31, а);
2-я схема — у грани элемента, параллельной плоскости действия изгибающе-
го момента (рис. 2.31, б);
3-я схема — у растянутой от изгиба грани элемента (рис. 2.31, в).
Рис. 2.31. Схемы расположения сжатой зоны пространственного сечения:
а — у сжатой от изгиба грани элемента; б — у грани элемента, параллельной плоскости
действия изгибающего момента; в — у растянутой от изгиба грани элемента
В.формулах (2.101) и (2.102):
As, A's — площади поперечного сечения продольной арматуры, расположенной
при данной расчетной схеме соответственно в растянутой и сжатой зонах;
b, h — размеры граней элемента, соответственно параллельных и перпенди-
кулярных линии, ограничивающей сжатую зону;
5 = b/(2b + b);
(2.103)
Л = с/Ь;
(2.104)
здесь с — длина проекции линии, ограничивающей сжатую зону, на продольную
ось элемента; расчет производится для наиболее опасного значения с, определяе-
мого последовательным приближением и принимаемого не более 2h + b,
В формуле (2.101) значения % и cpq, характеризующие соотношение между
действующими усилиями Т, М и Q, принимаются:
при отсутствии изгибающего
момента:	%	=	0,	<pq	=	1;
при расчете по	1-й схеме: % = М/Т,	(pq =	1;
при расчете по	2-й схеме: % = 0,	(pq	=	1 4- Qh/	(2Т)
при расчете по	3-й схеме: % = - М/Т,	cpq =	1.
Крутящий момент Т, изгибающий момент М и поперечная сила Q принима-
ются в сечении, нормальном к продольной оси элемента и проходящем через
центр тяжести сжатой зоны пространственного сечения.
Значения коэффициента cpw, характеризующего соотношение между попереч-
ной и продольной арматурой, определяются по формуле:
207
<PW (R$lvA$u/R$As)
(2.105)
где Axw — площадь сечения одного стержни хомута, расположенного у грани, яв-
ляющейся для рассматриваемой расчетной схемы растянутой; 5 — расстояние
между указанными выше хомутами.
При этом значения cpw принимаются:
не менее
9^, min — 5/(1 + М/2<рЛ« )	(2.106)
и не более
Фш.т» = V(1 - М/Ми),	(2.107)
где М — изгибающий момент, принимаемый для 2-й схемы равным нулю, для 3-й
схемы — со знаком «минус»;
Ми — предельный изгибающий момент, воспринимаемый нормальным сечением
элемента.
Если значение cpw подсчитанное по формуле (2.105), меньше <pwnijn, то значе-
ние усилия RSAS, вводимое в формулы (2.101) и (2.102), снижается на отношение
В случае, когда удовлетворяется условие:
Т<0,5£М,	(2.108)
вместо расчета по 2-й схеме производится расчет из условия:
Q<Qsw+Qb-iT/b.	(2.Ю9)
В формулах (2.108) и (2.109): b — ширина грани сечения, перпендикулярной
плоскости изгиба; — определяются согласно общим указаниям.
2.8.8.	Расчет железобетонных элементов на местное действие
нагрузок
При расчете на местное сжатие (смятие) элементов без поперечного армиро-
б;=.’ия должно удовлетворяться условие
N < у Rbloc Aiocl,	(2.110)
N — продольная сжимающая сила от местной нагрузки; А/ог1 — площадь смя-
тия (рис. 2.32); т/i — коэффициент, зависящий от характера распределения мест-
ной нагрузки по площади смятия и принимаемый равным:
при равномерном распределении нагрузки	1,0;
при неравномерном распределении нагрузки
(под концами балок, прогонов, перемычек):
для тяжелого, мелкозернистого и легкого бетонов 0,75;
для ячеистого бетона	0,50;
208
Рис. 2.32. Схемы для расчета железобетонных элементов на местное сжатие:
а — при местной нагрузке по всей ширине элемента; б — при местной краевой нагрузке
по всей ширине элемента; в, г — при местной нагрузке в местах опирания концов
прогонов и балок; д — при местной краевой нагрузке на угол элемента; е — при местной
нагрузке, приложенной на части длины и ширины элемента; при местной краевой
нагрузке, расположенной в пределах выступа стены или простенка; ж — при местной
краевой нагрузке, расположенной в пределах выступа стены (пилястры); з — сечений
сложной формы; 1 — площадь смятия; 2 — расчетная площадь смятия; 3 — минимальная
зона армирования сетками, при которой косвенное армирование учитывается в расчете
по формуле (2.113)
Rb 1ос ~ расчетное сопротивление бетона смятию, определяемое по формуле:
R-h.loc
(2.111)
здесь сирь >1,0;
а = 1,0 для бетона класса ниже В25;
209
a ~ 13,5 R^/Rf, для бетона классов B25 и выше;
<Pb ~ loci/ loci ’
но не более следующих значений:
при схеме приложения нагрузки по рис. 2.32, д, в, г, е, з для бетона:
тяжелого, мелкозернистого и легкого классов:
выше В7,5	2,5;
В3,5; В5; В7,5	1,5;
ячеистого и легкого классов	В2,5 и ниже	1,2.
при схеме приложения нагрузки по рис. 2.32, б, д, ж независимо от вида
и класса бетона — 1,0;
Rb, Rbl — принимаются как для бетонных конструкций;
^lod — расчетная площадь смятия, определяемая согласно общим указаниям.
В расчетную площадь А^ включается участок, симметричный по отноше-
нию к площади смятия (см. рис. 2.32).
При этом должны выполняться следующие правила:
при местной нагрузке по всей ширине элемента b в расчетную площадь включается уча-
сток длиной не более b в каждую сторону от границы местной нагрузки (см. рис 2.32, д);
При местной краевой нагрузке по всей ширине элемента расчетная площадь
А/0С2 равна площади смятия А/ос1 (см. рис. 2.32., б);
при местной нагрузке в местах опирания концов прогонов и балок в расчет-
ную площадь включается участок шириной, равной глубине заделки прогона или
балки, и длиной не более расстояния между серединами пролетов, примыкающих
к балке (см. рис. 2.32, tf);
если расстояние между балками превышает двойную ширину элемента, длина
расчетной площади определяется как сумма ширины балки и удвоенной ширины
элемента (см. рис. 2.32, г);
при местной краевой нагрузке на утоп элемента (см. рис. 2.32, 5) расчетная
площадь AZoc2 равна площади смятия AZocl;
при местной нагрузке, приложенной на части длины и ширины элемента, расчет-
ная площадь принимается согласно рис. 2.32, е. При наличии нескольких нагрузок
указанного типа расчетные площади ограничиваются линиями, проходящими через
середину расстояний между точками приложений двух соседних нагрузок;
при местной краевой нагрузке, расположенной в пределах выступа стены
(пилястры) или простенка таврового сечения, расчетная площадь А^ равна пло-
щади смятия А/ос1 (см. рис. 2.32, ж);
при определении расчетной площади для сечений сложной формы не должны
учитываться участки, связь которых с загруженным участком не обеспечена с не-
обходимой надежностью (см. рис. 2.32, з).
При местной нагрузке от балок, прогонов, перемычек и других элементов,
работающих на изгиб, учитывае?лая в расчете глубина опоры при определении
А/ос1 и Alocj принимается не более 20 см.
При расчете на местное сжатие элементов из тяжелого бетона с косвенным арми-
рованием в виде сварных поперечных сеток должно удовлетворяться условие:
N < Rb,rcdkloc\>	(2.112)
где А/Ог1 — площадь смятия;
210
Rb,red ” приведенная призменная прочность бетона при расчете на местное
сжатие, определяемая по формуле:
Rfr.red ~~	+ Ф Рху&$,хуФ$*	(2.113)
ФЬ = ^locl/^1ос1>	(2.114)
но не более 3,5;
где jx — коэффициент, учитывающий влияние косвенного армирования в зоне ме-
стного сжатия; для схем рис. 2.32, б, д, ж принимается = 1,0, при этом косвен-
ное армирование учитывается в расчете при условии, что поперечные сетки уста-
новлены на площади не менее ограниченной пунктирными линиями на соответст-
вующих схемах рис. 2.32; для схем рис. 2.32, а, в, г, е, и коэффициент js
определяется по формуле:
Л = 4,5 - (3,5 AlocjAef),	(2.115)
здесь А^ — площадь бетона, заключенного внутри контура сеток косвенного армиро-
вания, считая по их крайним стержням, для которой должно удовлетворяться условие:
Alocl < Aef Alocl-	(2.116)
Расчет на продавливание плитных конструкций (без поперечной арматуры) от
действия сил, равномерно распределенных на ограниченной площади, должен
производиться из условия:
F < aRbtumbQ,	(2.117)
где F — продавливающая сила; а — коэффициент, принимаемый равным для бетона:
тяжелого	1,00;
мелкозернистого	0,85;
легкого	0,80;
ит — среднеарифметическое значение периметров верхнего и нижнего оснований
пирамиды, образующейся при продавливании в пределах рабочей высоты сечения.
При определений ит и F предполагается, что продавливание происходит по
боковой поверхности пирамиды, меньшим основанием которой служит площадь
действия продавливающей силы, а боковые грани наклонены под углом 45° к го-
ризонтали (рис. 2.33, а).
Продавливающая сила F принимается равной силе, действующей на пирамиду
продавливания, за вычетом нагрузок, приложенных к большему основанию пира-
миды продавливания (считая по плоскости расположения растянутой арматуры)
и сопротивляющихся продавливанию.
Если схема опирания такова, что продавливание может происходить только по
поверхности пирамиды с углом наклона боковых граней более 45° (например, в свайных
ростверках, рис. 2.33, б), правая часть условия (2.116) определяется для фактической
пирамиды продавливания с умножением на Ь$/с. При этом значение несущей способно-
сти принимается не более значения, соответствующего пирамиде при с = 0,4 где с —
длина горизонтальной проекции боковой грани пирамиды продавливания.
211
a)
Рис. 2.33. Схемы для расчета железобетонных элементов на продавливание:
а — при наклоне боковых граней пирамиды продавливания под углом 45°;
б — то же, более 43°
При установке в пределах пирамиды продавливания хомутов, нормальных
к плоскости плиты, расчет должен производиться из условия:
F < Fb + 0,8Fsw,
(2.118)
но не более 2 Fb. Усилие Fb принимается равным правой части неравенства (2.116),
a Fsw определяется как сумма всех поперечных усилий, воспринимаемых хомутами,
пересекающими боковые грани расчетной пирамиды продавливания, по формуле:

SU,”
(2.119)
где Rsw не должно превышать значения, соответствующего арматуре класса A-I.
При учете поперечной арматуры значение Fsw должно быть не менее 0,5 Fb.
При расположении хомутов на ограниченном участке вблизи сосредоточен-
ного груза производится дополнительный расчет на продавливание пирамиды
с верхним основанием, расположенным по контуру участка с поперечной армату-
рой, из условия (2.116).
Поперечная арматура должна удовлетворять общим требованиям.
212
Расчет железобетонных элементов на отрыв от действия нагрузки, приложен-
ной к его нижней грани или в пределах высоты его сечения (рис. 2.34), должен
производиться из данного условия.
На рис. 2.34 — F — отрывающая сила; hs — расстояние от уровня передачи
отрывающей силы на элемент до центра тяжести сечения продольной арматуры;
%RSWASW — сумма поперечных усилий, воспринимаемых хомутами, устанавливае-
мыми дополнительно по длине зоны отрыва, равной:
a=2hs+b,	(2.120)
здесь b — ширина площадки передачи отрывающей силы.
Значения hs и b устанавливаются в зависимости от характера и условий при-
ложения отрывающей нагрузки на элемент (через консоли, примыкающие элемен-
ты и др.).
Рис. 2.34. Схема для расчета железобетонных элементов на отрыв
2.8.9.	Расчет закладных деталей
Расчет анкеров, приваренных втавр к плоским элементам стальных заклад-
ных деталей, на действие изгибающих моментов, нормальных и сдвигающих сил
от статической нагрузки, расположенных в одной плоскости симметрии заклад-
ной детали (рис. 2.35), должен производиться по формуле:
, Q
1,1 л/2+-^
ап
Rs
(2.121)
А =
213
где Аап — суммарная площадь поперечного сечения анкеров наиболее напряжен-
ного ряда;
Nan — наибольшее растягивающее усилие в одном ряду анкеров, равное:
Na„ = M/z+N/«.m;	(2.122)
Qa„ — сдвигающее усилие, приходящееся на один ряд анкеров, равное:
Qm=(Q- 0,3N'm)/naK;	(2.123)
N'an — наибольшее сжимающее усилие в одном ряду анкеров, определяемое по
формуле:
N'„ = M/z- N/nan.
(2.124)
Рис. 2.35. Схема усилий, действующих на закладную деталь
В формулах (2.121)—(2.124):
М, N, Q — соответственно момент, нормальная и сдвигающая силы, действующие
на закладную деталь; момент определяется относительно оси, расположенной
в плоскости наружной грани пластины и проходящей через центр тяжести всех
анкеров;
пап — число рядов анкеров вдоль направления сдвигающей силы; если не обеспе-
чивается равномерная передача сдвигающей силы Q на все ряды анкеров, то при
определении сдвигающего усилия Qan учитывается не более четырех рядов;
z — расстояние между крайними рядами анкеров;
Л — коэффициент, определяемый при анкерных стержнях диаметром 8—25 мм
для тяжелого и мелкозернистого бетонов классов В12,5 — В50 и легкого бетона
классов В12,5 — ВЗО по формуле:
Л = ((4,75 ’</(! + 0,15Ao„|)Hj) Д,	(2.125)
214
но принимаемый не более 0,7; дл* тяжелого и мелкозернистого бетонов классов
выше В50 коэффициент к принимается как для класса 1И0, а для легкого бетона
классов выше ВЗО — как для класса ВЗО; здесь Rs — в МПа;
— площадь анкерного стержня наиболее напряженного ряда, см2;
Д — коэффициент, принимаемый равным для бетона:
тяжелого	1,0;
мелкозернистого групп: А 0,8;
Б и В	0,7;
легкого	рт/2300	[р т	—	средняя плотность бетона, кг/м3);
д -- коэффициент, определяемый по	формуле:
d=l/VFTw,	(2.126)
но принимаемый не менее 0,15;
здесь w = 0,3 Nat/Qan при N'an > 0 (имеется прижатие);
ш= 0,6 N/Q при N'an< 0 (нет прижатия); если в анкерах отсутствуют растя-
гивающие усилия, коэффициент <5 принимается равным единице.
Площадь сечения анкеров остальных рядов должна приниматься рваной пло-
щади сечения анкеров наиболее напряженного ряда.
В формулах (2.122) и (2.124) нормальная сила N считается положительной,
если направлена от закладной детали (см. рис. 2.36), и отрицательной — если на-
правлена к ней. В случаях, когда нормальные усилия Nan и а также сдвигаю-
щее усилие Qan при вычислении по формулам (2.122)—(2.124) получают отрица-
тельные значения, в формулах (2.121)—(2.123) и (2.126) их принимают равными ну-
лю. Кроме того, если Nan получает отрицательное значение, то в формуле (2.123)
принимается N'an = N.
При расположении закладной детали на верхней (при бетонировании) по-
верхности изделия коэффициент Л уменьшается на 20 %, а значение N'an принима-
ется равным нулю.
В закладной детали с анкерами, приваренными внахлестку под углом от 15
до 30°, наклонные анкера рассчитываются на действие сдвигающей силы (при Q > N,
где N — отрывающая сила) по формуле:
Am,inc = (2 - 0,3N'M/«s,	(2.127)
где AMinc — суммарная площадь поперечного сечения наклонных анкеров;
— задается исходя из общих требований.
При этом должны устанавливаться нормальные анкера, рассчитываемые по
формуле (2.121) при <5 = 1,0 и при значениях Qan, равных 0,1 сдвигающего усилия,
определяемого по формуле (2.123).
Конструкция сварных закладных деталей с приваренными к ним элементами,
передающими нагрузку на закладные детали, должна обеспечивать включение
в работу анкерных стержней в соответствии с принятой расчетной схемой. Внеш-
ние элементы закладных деталей и их сварные соединения рассчитываются со-
гласно нормативным требованиям32. При расчете пластин и фасонного проката на
отрывающую силу принимается, что они шарнирно соединены с нормальными ан-
32 СНиП П-23-81*.
215
керными стержнями. Кроме того, толщина пластины I расчетной закладной дета-
ли, к которой привариваются втавр анкера, должна проверяться из условия:
I > t),25da„ R/R4,	(2.128)
где dan — диаметр анкерного стержня, требуемый по расчету; RS(} — расчетное со-
противление стали на срез, принимаемое согласно нормативным требованиям33.
При применении типов сварных соединений, обеспечивающих большую зону
включения пластины в работу при вырывании из нее анкерного стержня, и соот-
ветствующем обосновании возможна корректировка условия (2.128) для этих
сварных соединений.
Толщина пластины должна также удовлетворять технологическим требовани-
ям по сварке.
2.8.10.	Расчет железобетонных элементов на выносливость
Расчет железобетонных элементов на выносливость производится путем срав-
нения напряжений в бетоне и арматуре с соответствующими расчетными сопротивле-
ниями, умноженными на коэффициенты условий работы у^ и принимаемые соот-
ветственно по табл. 2.14. и 2.26, а при наличии сварных соединений арматуры — так-
же на коэффициент условий работы (см. табл. 2.27).
Напряжения в бетоне и арматуре вычисляются как для упругого тела (по приве-
денным сечениям) от действия внешних сил и усилия предварительного обжатия Р.
Неупругие деформации в сжатой зоне бетона учитываются снижением модуля
упругости бетона, принимая коэффициенты приведения арматуры к бетону а равными
25, 20, 15 и 10 для бетона классов соответственно В15, В25, ВЗО, В40 и выше.
В случае если не соблюдается условие (2.149) при замене в нем значения Rbt ser на
Rfa площадь приведенного сечения определяется без учета растянутой зоны бетона.
Расчет на выносливость сечений, нормальных к продольной оси элемента,
должен производиться из условий:
для сжатого бетона:
°Ь,шах < Л»;	(2.129)
для растянутой арматуры:
(2.130)
где cfy>max, cry max — максимальные нормальные напряжения соответственно в сжа-
том бетоне и в растянутой арматуре.
В зоне, проверяемой по сжатому бетону, при действии многократно повторяю-
щейся нагрузки следует избегать возникновения растягивающих напряжений. Сжатая
арматура на выносливость не рассчитывается.
Расчет на выносливость сечений, наклонных к продольной оси элемента, должен
производиться из условия, что равнодействующая главных растягивающих напряже-
ний, действующих на уровне центра тяжести приведенного сечения, по длине элемен-
33 СНиП 11-23-81.
216
та, должна быть полностью воспринята поперечной арматурой при напряжениях
в ней, равных сопротивлению Rs, умноженному на коэффициенты условий работы у53
и ул4 (см. табл. 2.26 и 2.27).
Для элементов, в которых поперечная арматура не предусматривается, должна
быть выполнена замена в условиях (2.150) и (2.151) расчетных сопротивлений бетона
Rhser и Rbl4er соответственно расчетными сопротивлениями Rb и Rbt, умноженными на
коэффициент условий работы (см. табл. 2.14).
2.9. Расчет элементов железобетонных конструкций
по предельным состояниям второй группы
2.9.1. Расчет железобетонных элементов по образованию трещин
Железобетонные элементы рассчитываются по образованию трещин: нор-
мальных к продольной оси элемента; наклонных к продольной оси элемента.
Для изгибаемых, растянутых и внецентренно сжатых железобетонных эле-
ментов усилия, воспринимаемые нормальными к продольной оси сечениями при
образовании трещин, определяются исходя из следующих положений:
сечения после деформации остаются плоскими;
наибольшее относительное удлинение крайнего растянутого волокна бетона
равно 2 КЬ1_!ег/Еь;
напряжения в бетоне сжатой зоны (если она имеется) определяются с учетом
упругих или неупругих деформаций бетона, при этом наличие неупругих дефор-
маций учитывается уменьшением ядрового расстояния г);
напряжения в бетоне растянутой зоны распределены равномерно и равны по
величине Rbl<ser;
напряжения в ненапрягаемой арматуре равны алгебраической сумме напряже-
ний, отвечающих приращению деформаций окружающего бетона, и напряжений, вы-
званных усадкой и ползучестью бетона;
напряжения в напрягаемой арматуре равны алгебраической сумме ее предва-
рительного напряжения (с учетом всех потерь) и напряжения, отвечающего при-
ращению деформаций окружающего бетона.
Указания данного пункта не распространяются на элементы, рассчитывае-
мые на воздействие многократно повторяющейся нагрузки.
При определении усилий, воспринимаемых сечениями элементов с предвари-
тельно напряженной арматурой без анкеров, на длине зоны передачи напряжения 1Ь
(см. п. 2.4.3) при расчете по образованию трещин должно учитываться снижение
предварительного напряжения в арматуре о5р и о'^ путем умножения на коэффици-
ент у55 согласно п. 5. табл. 2.25.
Расчет предварительно напряженных центрально-обжатых железобетонных
элементов при центральном растяжении силой N должен производиться из условия:
N < Nm,	(2.131)
где — усилие, воспринимаемое сечением, нормальным к продольной оси эле-
мента, при образовании трещин и определяемое по формуле:
217
Xm~Rhtjer(A+2aAs}+P.	(2.132)
Расчет изгибаемых, внецентренно сжатых, а также внецентренно растянутых
элементов по образованию трещин производится из условия:
М<М^,	(2.133)
где Мг — момент внешних сил, расположенных по одну сторону от рассматривае-
мого сечения, относительно оси, параллельной нулевой линии и проходящей че-
рез ядровую точку, наиболее удаленную от растянутой зоны, трещинообразова-
ние которой проверяется;
Мсгс — момент, воспринимаемый сечением, нормальным к продольной оси
элемента, при образовании трещин и определяемый по формуле:
- Rbt^pl ± Mr/,,	(2.134)
здесь Мгр — момент усилия Р относительно той же оси, что и для определения
Мг; знак момента определяется направлением вращения («плюс» — когда направ-
ления вращения моментов Мгр и Мг противоположны; «минус» — когда направ-
ления совпадают).
Усилие Р рассматривают:
для предварительно напряженных элементов — как внешнюю сжимающую
силу;
для элементов, выполняемых без предварительного напряжения, — как
внешнюю растягивающую силу, принимая напряжения as и ofs в ненапрягаемой
арматуре численно равными значениям потерь от усадки бетона по п. 8 табл. 2.2
(как для арматуры, натягиваемой на упоры).
Значение Мг определяется по формулам:
для изгибаемых элементов (рис. 2.36, л):
для внецентренно сжатых элементов (рис. 2.36, б):
Mr=N(eQ-r)',	(2.136)
для внецентренно растянутых элементов (рис. 2.36, в)
Mrp=N(eQ-Fr).	(2.137)
МГ=М;	(2.135)
Значения определяются:
при расчете по образованию трещин в зоне сечения, растянутой от действия
внешних нагрузок, но сжатой от действия усилия предварительного обжатия (см.
рис. 2.36), по формуле:
Мгр=Р(е^гу,	(2.138)
при расчете по образованию трещин в зоне сечения, растянутой от действия уси-
лия предварительного обжатия (рис. 2.37), по формуле:
218
a) A',
v---ч------
Puc. 2.36. Схемы усилий и эпюры напряжений в поперечном сечении элемента
при расчете его по образованию трещин, нормальных к продольной оси элемента,
в зоне сечения, растянутой от действий внешних нагрузок, но сжатой от действия
усилия предварительного обжатия:
а — при изгибе; б — при внецентренном сжатии; в — при внецентренном растяжении;
/ — ядровая точка; 2 — центр тяжести приведенного сечения
219
Рис. 2.37. Схема усилий и эпюра напряжений в поперечном сечении элемента
при расчете его по образованию трещин, нормальных к продольной оси элемента,
в зоне сечения, растянутой от действия усилия предварительного обжатия:
1 — ядровая точка; 2 — центр тяжести приведенного сечения
Мгр = P(eQ - г).
(2.139)
В формулах (2.136)—(2.139):
г — расстояние от центра тяжести приведенного сечения до ядровой точки, на-
иболее удаленной от растянутой зоны, трещинообразование которой проверяется.
Значение г определяется для элементов:
внецентренно сжатых, изгибаемых предварительно напряженных, а также
для внецентренно растянутых, если удовлетворяется условие
N> Р,
(2.140)
по формуле:
г = <р Wred/Ared;	(2.141)
внецентренно растянутых, если не удовлетворяется условие (2.140), по формуле:
r=Wpl/(A+2a(As+A's))\
(2.142)
изгибаемых, выполняемых без предварительного напряжения арматуры,
по формуле:
t=Wred/Ared.	(2.143)
В формулах (2.141) и (2.142):
<р = 1,6 - ub/Rbier,	(2.144)
но принимается не менее 0,7 и не более 1,0;
220
здесь (jf, — максимальное напряжение в сжатом бетоне от внешней нагрузки
и усилия предварительного напряжения, вычисляемое как для упругого тела по
приведенному сечению;
Wpi — определяется согласно формуле (2.147) и указаниям к ней;
а = Es/Eh
Для стыковых сечений составных и блочных конструкций, выполняемых без
применения клея в швах, при расчете их по образованию трещин (началу раскрытия
швов) значение ser в формулах (2.132) и (2.134) принимается равным нулю.
При расчете по образованию трещин элементов на участках с начальны-
ми трещинами в сжатой зоне значение Мсгс для зоны, растянутой от действия
внешней нагрузки, определенное по формуле (2.134), необходимо снижать на
ДМСГС = kMcrc.
Коэффициент X определяется по формуле:
Л=(1,5-0,9/д)(1-<ря),	(2.145)
причем при получении отрицательных значений он принимается равным нулю.
В формуле (2.145):
(рт — определяется по формуле (2.177) для зоны с начальными трещинами,
но принимается не менее 0,45;
<5 - (у/{Ь - У)) (4/(4 + A'J),	(2.146)
но не более 1,4;
здесь у — расстояние от центра тяжести приведенного сечения до крайнего
волокна бетона, растянутого внешней нагрузкой.
Для конструкций, армированных проволочной арматурой и стержневой ар-
матурой класса A-VI и At-VII, значение 6, полученное по формуле'(2.146), сни-
жается на 15 %.
Момент сопротивления приведенного сечения для крайнего растянутого во-
локна (с учетом неупругих деформаций растянутого бетона) Wpi определяется
в предположении отсутствия продольной силы V и усилия предварительного об-
жатия Р по формуле:
Wpl = (2(1М + а!л + а[л)У(Ь -х) + SM.	(2.147)
Положение нулевой линии определяется из условия
+ aSw - aSs0 =	- x)Abt Vl-	(2.148)
В конструкциях, армированных предварительно напряженными элементами
(например, брусками), при определении усилий, воспринимаемых сечениями при
образовании трещин в предварительно напряженных элементах, площадь сечения
растянутой зоны бетона, не подвергаемая предварительному напряжению, в рас-
чете не учитывается.
221
При проверке возможности исчерпания несущей способности одновременно
с образованием трещин усилие, воспринимаемое сечением при образовании трещин,
определяется по формулам (2.132) и (2.134) с заменой значения RbitSsr на 1,2 Rbt ser
при коэффициенте у^ = 1,0; ysp = 1 + Aysp.
Расчет по образованию трещин при действии многократно повторяющейся
нагрузки производится из условия
(2.149)
где abt — максимальное нормальное растягивающее напряжение в бетоне.
Расчетное сопротивление бетона растяжению Rb[ ser в формулу (2.149) вводится
с коэффициентом условий работы уЬ1, принимаемым по табл. 2.14.
2.9.2.	Расчет по образованию трещин, наклонных к продольной
оси элемента
Расчет по образованию трещин, наклонных к продольной оси элемента, дол-
жен производиться из условия:
— Yb4^bt,serf	(2.150)
где у/,4 — коэффициент условий работы бетона (см. табл. 2.13), определяемый по
формуле:
ГМ=(1-аю/%ег)/(0.2 + аВ),	(2.151)
но не более 1,0;
здесь а — коэффициент, принимаемый равным для бетона:
тяжелого — 0,01;
мелкозернистого, легкого
и ячеистого — 0,02;
В — класс бетона по прочности на сжатие, МПа.
Значение а В следует принимать не менее 0,3.
Значения главных растягивающих и главных сжимающих напряжении в бето-
не и определяются по формуле:
S = ----------± J( —)2+ Г2	(2.152)
mt(mc) 2 V 2	v '
где ох — нормальное напряжение в бетоне на площадке, перпендикулярной про-
дольной оси элемента, от внешней нагрузки и усилия предварительного обжатия;
Оу — нормальное напряжение в бетоне на площадке, параллельной продоль-
ной оси элемента, от местного действия опорных реакций, сосредоточенных сил
и распределенной нагрузки, а также усилия обжатия вследствие предварительно-
го напряжения хомутов и отогнутых стержней;
тху — касательное напряжение в бетоне от внешней нагрузки и усилия обжа-
тия вследствие предварительного напряжения отогнутых стержней.
222
Напряжения <jx, оу и тху определяются как для упругого тела, за исключени-
ем касательных напряжений от действия крутящего момента, определяемых по
формулам дли пластического состояния элемента.
Напряжения <jx и оу подставляются в формулу (2.152) со знаком «плюс», если
они растягивающие, и со знаком «минус», если сжимающие. Напряжение сг^. в фор-
муле (2.152) принимается по абсолютной величине.
Проверка условия (2.150) производится в центре тяжести приведенного сече-
ния и в местах примыкания сжатых полок к стенке элемента таврового и двутав-
рового сечений.
При расчете элементов с предварительно напряженной арматурой без анке-
ров должно учитываться снижение предварительного напряжения о.р и о\тл на
длине зоны передачи напряжения 1р путем умножения на коэффициент соглас-
но п. 5 табл. 2,25.
При действии многократно повторяющейся нагрузки расчет по образованию
трещин должен производиться согласно указаниям настоящего параграфа, при этом
расчетные сопротивления бетона R-ht,ser и >ser вводятся с коэффициентом условий
работы принимаемым по табл. 2.14.
2.9.3.	Расчет железобетонных элементов по раскрытию трещин
Железобетонные элементы рассчитываются по раскрытию трещин: нормаль-
ных к продольной оси элемента; наклонных к продольной оси элемента.
. Расчет по раскрытию трещин, нормальных к продольной оси элемента
Ширину раскрытия трещин, нормальных к продольной оси элемента асгс, мм,
следует определять по формуле:
ат = Лр/>7(<7,/£,) 20(3,5 - 100g) V7,	(2.153)
где d — коэффициент, принимаемый равным для элементов: изгибаемых и внецен -
тренно сжатых — 1,0; растянутых — 1,2;
од — коэффициент, принимаемый равным при учете: кратковременных нагрузок
и непродолжительного действия постоянных и длительных нагрузок — 1,00; много-
кратно повторяющейся нагрузки, а также продолжительного действия постоянных
и длительных нагрузок для конструкций из бетона:
тяжелого:
естественной влажности — од = 1,60— 15w;
в водонасыщенном состоянии — 1,20;
при попеременном водонасыщении и высушивании — 1,75;
мелкозернистого групп:
А - 1,75;
Б - 2,00;
В - 1,50;
легкого и поризованного — не менее 1,50;
ячеистого — 2,50;
значение од для мелкозернистого, легкого, поризованного и ячеистого бето-
нов в водонасыщенном состоянии умножают на коэффициент 0,8, а при попере-
менном водонасыщении и высушивании — на коэффициент 1,2;
223
г] — коэффициент, принимаемый равным: при стержневой арматуре перио-
дического профиля — 1,0; при стержневой арматуре гладкой — 1,3; при прово-
лочной арматуре периодического профиля и канатах — 1,2; при гладкой армату-
ре — 1,4;
Оу — напряжение в стержнях крайнего ряда арматуры 5 или (при наличии
предварительного напряжения) приращение напряжений от действия внешней на-
грузки, определяемое согласно общим указаниям;
fl — коэффициент армирования сечения, принимаемый равным отношению
площади сечения арматуры S к площади сечения бетона (при рабочей высоте
и без учета сжатых свесов полок), но не более 0,02;
d — диаметр арматуры, мм.
Для элементов, к трещиностойкости которых предъявляются требования 2-й ка-
тегории, ширина раскрытия трещин определяется от суммарного действия постоян-
ных, длительных и кратковременных нагрузок при коэффициенте щ = 1,0.
Для элементов, к трещиностойкости которых предъявляются требования 3-й ка-
тегории, ширина продолжительного раскрытия трещин определяется от действий по-
стоянных и длительных нагрузок при коэффициенте > 1,0. Ширина непродолжи-
тельного раскрытия трещин определяется как сумма ширины продолжительного рас-
крытия и приращения ширины раскрытия от действия кратковременных нагрузок,
определяемого при коэффициенте <р/ = 1,0.
Ширина раскрытия трещин, определенная по формуле (2.153), корректирует-
ся в следующих случаях:
а)	если центр тяжести сечения стержней крайнего ряда арматуры 5 изгибае-
мых, внецентренно сжатых, внецентренно растянутых при е${0( > 0,8£0 элементов от-
стоит от наиболее растянутого волокна на расстоянии > 0,2Z>, значение аат долж-
но быть увеличено путем умножения на коэффициент <5С, равный:
а0= (20(в2Л)- 1)/3	(2.154)
и принимаемый не более 3;
б)	для изгибаемых и внецентренно сжатых элементов из тяжелого и легкого бе-
тонов при /г < 0,008 и Мг2 < Мц ширину раскрытия трещин от непродолжительного
действия всех нагрузок допускается определять по линейной интерполяции между
значением асгс = 0 при моменте МСГ{: и значением вычисленным согласно указа-
ниям настоящего пункта при моменте Мо = Mcrc + tybh2R},ttSer) где ip = 15 ца/ц,
но не более 0,6. При этом ширина продолжительного раскрытия трещин от действия
постоянных и длительных нагрузок определяется путем умножения найденного зна-
чения от действия всех нагрузок на отношение:
<Рл(Ми - Мг/У(Мг2 - Mr/,),
где <рц — 1,8<р/ Mcr/Mri, но не менее <р/.
Здесь д, г] — то же, что и в формуле (2.153); Мг1, Мг2 — моменты Мг соответ-
ственно от действия постоянных и длительных и от всех нагрузок;
в)	для элементов из легкого и поризованного бетонов классов В7,5 и ниже
значение асгс должно быть увеличено на 20 %.
Напряжения в растянутой арматуре (или приращении напряжений) долж-
ны определяться по формулам для элементов:
224
центрально-растянутых:
<js = (N - P)/As-,	(2.155)
изгибаемых:
a,= (M-P(z-esfi)VA,z;	(2.156)
внецентренно сжатых, а также внецентренно растянутых при £’0 /о/ > 0,8^:
а5 = (N(t, ± z) - P(z - ^)/А,г.	(2.157)
Для внецентренно растянутых элементов при e0 fo/ < О,8Ьо значение as опре-
деляется по формуле (2,157), принимая z — zs (где zs — расстояние между центра-
ми тяжести арматуры 5 и S').
Для элементов, выполняемых без предварительного напряжения арматуры, зна-
чение усилия предварительного обжатия Р допускается принимать равным нулю.
В формуле (2.157) знак «плюс» принимается при внецентренном растяжении,
а знак «минус» — при внецентренном сжатии. При расположении растягивающей
продольной силы N между центрами тяжести арматуры S и S' значение es принима-
ется со знаком «минус».
В формулах (2.156) и (2.157):
z — расстояние от центра тяжести площади сечения арматуры 5 до точки
приложения равнодействующей усилий в сжатой зоне сечения над трещиной, оп-
ределяемое согласно указаниям п. 2.9.5.
При расположении растянутой арматуры в несколько рядов по высоте сечения
в изгибаемых, внецентренно сжатых, а также внецентренно растянутых элементах
при e^tol > 0,8Д> напряжения ss, подсчитанные по формулам (2.153) и (2.157), долж-
ны умножаться на коэффициент дп> равный:
дп = (h - х - a2)/(h - х- Я]),	(2.158)
где х = значение § определяется по формуле (2.170);
г/i, а2 — расстояния от центра тяжести площади сечения соответственно всей ар-
матуры S и крайнего ряда стержней до наиболее растянутого волокна бетона.
Значение напряжения os + osp, а при многорядной растянутой арматуре d^js +
не должно превышать Rs ser
На участках элементов, имеющих начальные трещины в сжатой зоне, значе-
ние усилия предварительного обжатия Р следует снижать на величину АР, опре-
деляемую по формуле:
ЛР = ЛР,	(2.159)
। де Л определяется по формуле (2.145).
Глубина начальных трещин hcrc в сжатой зоне должна быть не более О,5£о.
Значение hcrc определяется по формуле:
^=/|-(1,2+фт)^0.	(2.160)
Полный справочник проектировщика
225
Значение х определяется по формуле (2.170), (рт — по формуле (2.177) для
зоны с начальными трещинами.
Расчет по раскрытию трещин, наклонных к продольной оси элемента
Ширина раскрытия трещин, наклонных к продольной оси элемента, при ар-
мировании хомутами, нормальными к продольной оси, должна определяться по
формуле:
д = ~
т ЕМЬй) + 0,15 £t(l + 2aftw) ’	'
где (р[ — коэффициент, принимаемый равным при учете:
кратковременных нагрузок и непродолжительного действия
постоянных и длительных нагрузок — 1,00;
многократно повторяющейся нагрузки, а также
продолжительного действия постоянных и длительных
нагрузок для конструкций из бетона:
тяжелого:
естественной влажности — 1,50;
в водонасыщенном состоянии — 1,20;
при попеременном водонасыщении и высушивании — 1,75;
мелкозернистого, легкого, поризованного, ячеистого — то же, что и в фор-
муле (2.153);
rj — то же, что и в формуле (2.153);
dw — диаметр хомутов;
Es/Eb, A^/bs.
Напряжение в хомутах определяется по формуле:
= ((2 - QbiV{AM) г,	(2.Ш)
значение напряжения не должно превышать RsseA
здесь Q и Q/,j — соответственно левая и правая части условия (2.93) при за-
мене значения R^ на ser9 ПРИ этом коэффициент умножается на 0,8.
При отсутствии в рассматриваемой зоне действия поперечных сил нормаль-
ных трещин, т. е. если выполняется условие (2.133), допускается учитывать повы-
шение поперечного усилия Q^, воспринимаемого элементом по расчету из усло-
вия (2.150).
Расчетные сопротивления R(,ttSer и Rb>ser не должны превышать значений, со-
ответствующих бетону класса ВЗО.
Для элементов из легкого бетона класса В7,5 и ниже значение асге, вычислен-
ное по формуле (2.161), должно быть увеличено на 30 %.
При определении ширины непродолжительного и продолжительного раскры-
тия наклонных трещин должны учитываться указания настоящего параграфа об
учете длительности действия нагрузок.
226
2.9,4.	Расчет железобетонных элементов по закрытию трещин
Железобетонные элементы должны рассчитываться по закрытию (зажатию)
трещин: нормальных к продольной оси элемента; наклонных к продольной оси
элемента.
Расчет по закрытию трещин, нормальных к продольной оси элемента
Для обеспечения надежного закрытия трещин, нормальных к продольной оси
элемента, при действии постоянных и длительных нагрузок должны соблюдаться
следующие требования:
а)	в напрягаемой арматуре S от действия постоянных, длительных и кратко-
временных нагрузок не должны возникать необратимые деформации, что обеспе-
чивается соблюдением условия
аф+ Oj< 0,8tfJJcr,	(2.163)
где as — приращение напряжения в напрягаемой арматуре S от действия внешних
нагрузок, определяемое по формулам (2.155)-—(2.157);
6)	сечение элемента с трещиной в растянутой зоне от действия постоянных,
длительных и кратковременных нагрузок должно оставаться обжатым при дейст-
вии постоянных и длительных нагрузок с нормальными напряжениями сжатия О/,
на растягиваемой внешними нагрузками грани элемента не менее 0,5 МПа,
при этом величина оь определяется как для упругого тела от действия внешних
нагрузок и усилия предварительного обжатия.
Для участков элементов, имеющих начальные трещины в сжатой зоне, значение
osp в формуле (2.163) умножается на коэффициент, равный 1 — Л, а величина Р при
определении напряжения sb умножается на коэффициент, равный 1,1 (1 — Л), но не
более 1,0, где значения Л определяются согласно указаниям п. 2.9.2.
Расчет по закрытию трещин, наклонных к продольной оси элемента
Для обеспечения надежного закрытия трещин, наклонных к продольной оси эле-
мента, оба главных напряжения в бетоне, определяемые согласно указаниям п. 2.9.2
на уровне центра тяжести приведенного сечения при действии постоянных и длитель-
ных нагрузок, должны быть сжимающими и по величине не менее 0,6 МПа. Указан-
ное требование обеспечивается с помощью предварительно напряженной поперечной
арматуры (хомутов или отогнутых стержней).
2.9.5.	Расчет элементов железобетонных конструкций
по деформациям
Деформации (прогибы, углы поворота) элементов железобетонных конструк-
ций следует вычислять по формулам строительной механики, определяя входящие
в них значения кривизны согласно следующим ниже указаниям.
Величина кривизны и деформаций железобетонных элементов отсчитывается
от их начального состояния, при наличии предварительного напряжения — от со-
< тояния до обжатия.
227
Начальная кривизна самонапряженных элементов определяется с учетом со-
держания и положения продольной арматуры относительно бетонного сечения
и величины обжатия бетона.
Кривизна определяется:
а)	для участков элемента, где в растянутой зоне не образуются трещины,
нормальные к продольной оси элемента, — как для сплошного тела;
б)	для участков элемента, где в растянутой зоне имеются трещины, нормаль-
ные к продольной оси, — как отношение разности средних деформаций крайнего
волокна сжатой зоны бетона и продольной растянутой арматуры к рабочей высо-
те сечения элемента.
Элементы или участки элементов рассматриваются без трещин в растянутой
зоне, если трещины не образуются при действии постоянных, длительных и крат-
ковременных нагрузок или если они закрыты при действии постоянных и длитель-
ных нагрузок, при этом нагрузки вводятся в расчет с коэффициентом надежности
по нагрузке у/= 1,0.
Определение кривизны железобетонных элементов на участках
без трещин в растянутой зоне
На участках, где не образуются нормальные к продольной оси трещины,
полная величина кривизны изгибаемых, внецентренно сжатых и внецентренно
растянутых элементов должна определяться по формуле:
Vr= (l/rh+ (Vr)2- (1/г)з- (Ж
(2.164)
где (1/г) 1, (1/г)2 — кривизна соответственно от кратковременных и от посто-
янных и длительных временных нагрузок (без учета усилия Р), определяемая
по формулам:
(1/г)1	М/фhlEгеев
(2.165)
(1/г)2 = МфИ/фИЕ4/ге((,,
здесь М — момент от соответствующей внешней нагрузки (кратковременной, дли-
тельной) относительно оси, нормальной к плоскости действия изгибающего мо-
мента и проходящей через центр тяжести приведенного сечения;
— коэффициент, учитывающий влияние кратковременной ползучести бе-
тона и принимаемый для бетонов:
тяжелого, мелкозернистого, легкого
при плотном мелком заполнителе,
а также ячеистого (для двуслойных
предварительно напряженных
конструкций из ячеистого и
тяжелого бетонов) — 0,85;
легкого при пористом мелком
заполнителе, поризованного — 0,70;
ср^2 — коэффициент, учитывающий влияние длительной ползучести бетона на
деформации элемента без трещин и принимаемый по табл. 2.40;
228
(1/г)з — кривизна, обусловленная выгибом элемента от кратковременного
действия усилия предварительного обжатия Р и определяемая по формуле:
(1/г)з = РеОр/д>^Еь1гг/,	(2.166)
— кривизна, обусловленная выгибом элемента вследствие усадки
и ползучести бетона от усилия предварительного обжатия и определяемая по
формуле:
(Ш = (с» - e'b)/h0,	(2.167)
здесь £(,, е'(, — относительные деформации бетона, вызванные его усадкой и пол-
зучестью от усилия предварительного обжатия и определяемые соответственно на
уровне центра тяжести растянутой продольной арматуры и крайнего сжатого во-
локна бетона по формулам:
= (Ть/Е/, е'ь = o'b/Es	(2.168)
Значение принимается численно равным сумме потерь предварительного
напряжения от усадки и ползучести бетона по п.п. 6, 8, 9 табл. 2.6 и для армату-
ры растянутой зоны, а — тоже для напрягаемой арматуры, если бы она име-
лась на уровне крайнего сжатого волокна бетона.
Табл. 2А0
Коэффициент ф^2,
учитывающий влияние длительной ползучести бетона
Длительность действия нагрузки	Коэффициент ^2» учитывающий влияние длительной ползучести бетона на деформации элемента без трещин, для конструкций из бетона			
	тяжелого, легкого, поризованного, ячеистого (для двуслойных предва- рительно напряженных конструкций из ячеистого и тяжелого бетонов)	мелкозернистого групп		
		А	Б	в
1. Непродолжительное действие		 1,0	1,0	1,0	1,0
2. Продолжительное действие при влажности воздуха окру- жающей среды, %: а)	40-75 б)	ниже 40	2,0 3,0	2,6 3,?	3,0 4,5	2,0 3,0
Примечания:
1.	Группы мелкозернистого бетона приведены в п.2.2.
2.	При попеременном водонасыщении и высушивании бетона значение при продолжитель-
ном действии нагрузки следует умножать на коэффициент 1,2.
3.	При влажности воздуха окружающей среды свыше 75 % и при загружении бетона в водо-
насыщенном состоянии значения 110 п- 2а настоящей таблицы следует умножать на ко-
эффициент 0,8.
229
При этом сумма (1/г)3 + (1/г)4 принимается не менее PtopVbt/Vb fibbed- Для
элементов без предварительного напряжения значения кривизны (1/Нз и до-
пускается принимать равными нулю.
При определении кривизны элементов с начальными трещинами в сжатой зо-
не значения (l/r)2 и (1/г)3, определенные по формулам (2.165) и (2.166),
должны быть увеличены на 15 %, а значение определенное по формуле
(2.167), на 25 %.
На участках, где образуются нормальные трещины в растянутой зоне, но при
действии рассматриваемой нагрузки обеспечено их закрытие, значения кривизны
(1/г)1, (1/г)2 и (1/г)3, входящие в формулу (2.164), увеличиваются на 20 %.
Определение кривизны железобетонных элементов на участках
с трещинами в растянутой зоне
На участках, где в растянутой зоне образуются нормальные к продольной оси
элемента трещины, кривизна изгибаемых, внецентренно сжатых, а также внецент-
ренно растянутых при Cq>tol > О,8£о элементов прямоугольного, таврового и двутав-
рового (коробчатого) сечений должна определяться по формуле:
1 _ М	_ Ntot	Р
г	£Л’
где М — момент относительно оси, нормальной к плоскости действия момента
и проходящей через центр тяжести площади сечения арматуры S, от всех внешних
сил, расположенных по одну сторону от рассматриваемого сечения, и от усилия
предварительного обжатия Р;
z — расстояние от центра тяжести площади сечения арматуры S до точки
приложения равнодействующей усилий в сжатой зоне сечения над трещиной, оп-
ределяемое по формуле (2.175);
ips — коэффициент, учитывающий работу растянутого бетона на участке
с трещинами и определяемый по формуле (2.176);
7/^ — коэффициент, учитывающий неравномерность распределения деформа-
ций крайнего сжатого волокна бетона по длине участка с трещинами и принимае-
мый равным:
для тяжелого, мелкозернистого и легкого бетонов класса выше В7,5 — 0,9;
для легкого, поризованного и ячеистого бетонов класса В7,5 и ниже — 0,7;
для конструкций, рассчитываемых на действие многократно повторяющейся
нагрузки, независимо от вида и класса бетона — 1,0;
(Pf— коэффициент, определяемый по формуле (2.173);
§ — относительная высота сжатой зоны бетона, определяемая по формуле (2.170);
v — коэффициент, характеризующий упругопластическое состояние бетона
сжатой зоны и принимаемый по табл. 2.41;
Ntot — равнодействующая продольной силы N и усилия предварительного обжа-
тия Р (при внецентренном растяжении сила N принимается со знаком «минус»).
Для элементов, выполняемых без предварительного напряжения арматуры,
усилие Р допускается принимать равным нулю.
При определении кривизны элементов на участках с начальными трещинами в сжа-
той зоне значение Р снижается на величину ЛР, определяемую по формуле (2.159).
230
Табл. 2.41
Коэффициент у,
учитывающий влияние упругопластического состояния бетона сжатой зоны
Длительность действия j Коэффициент у, характеризующий упругопластическое состояние
нагрузки | бетона сжатой зоны, для конструкций из бетона
	тяжелого, легкого	поризо- ванного	мелкозернистого групп			ячеистого
			А	Б	В	
1. Непродолжительное действие	0,45	0,45	0,45	0,45	0,45	0,45
2. Продолжительное						
действие при влаж- ности воздуха ок- ружающей среды, %: а) 40-75	0,15	0,07	0,10	0,08	0,15	0,20
б) ниже 40	0,10	0,04	0,07	0,05	0,10	0,10
Примечания:
1.	Виды мелкозернистого бетона приведены в п. 2.2.
2.	При попеременном водонасыщении и высушивании бетона сжатой зоны значения V при
продолжительном действии нагрузки следует разделить на коэффициент 1,2.
3.	При влажности воздуха окружающей среды выше 75 % и при загружёнии бетона в водона-
сыщенном состоянии значения v по п. 2а настоящей таблицы следует разделить на коэф-
фициент 0,8.
Для изгибаемых и внецентренно сжатых элементов из тяжелого бетона
при Мсгс < Мг2 < (Мсгс 4- \pbh2R(,t ser) кривизну от момента Мг2 допускается
определять по линейной интерполяции между значениями кривизны, опре-
деленными при моменте Мсгс как для сплошного упругого тела и при мо-
менте Мсгс 4- грЬЬ2 Rfo ser согласно указаниям настоящего пункта. Коэффи-
циент гр принимается согласно указаниям п. 2.9.3 с уменьшением его значения
в два раза при учете продолжительного действия постоянных и длительных
нагрузок.
Значение § вычисляется по формуле:
я 1 +5(5+ Л)
р4--------
Юда
(2.170)
но принимается не более 1,0.
Для второго слагаемого правой части формулы (2.170) верхние знаки прини-
маются при сжимающем, а нижние — при растягивающем усилии Ntot.
В формуле (2.170):
Р — коэффициент, принимаемый равным для бетона:
тяжелого и легкого — 1,8;
мелкозернистого — 1,6;
231
ячеистого и поризованного 1,4;
8 = M/(hWRb>ser)-,
Л = ?у(1 - bj/2b^\
<Р/= ((bf-b)b'f+ (a/2v) А^ЬЬ»);
(2.171)
(2.172)
(2.173)
— эксцентриситет силы Nlol относительно центра тяжести площади сечения
арматуры S; соответствует моменту М и определяется по формуле:
Значение z вычисляется по формуле:
1--5------
2(ФГ+ «)
(2.175)
Для внецентренно сжатых элементов значение z должно приниматься не бо-
лее Wlestot.
Для элементов прямоугольного сечения и таврового с полкой в растянутой зоне
в формулы (2.172) и (2.175) вместо Zy подставляются значения 2а или hf= 0 соответ-
ственно при наличии или отсутствии арматуры 5.
Расчет сечений, имеющих полку в сжатой зоне, при £ < b'f/b0 производится
как прямоугольных шириной Ьр
Коэффициент для элементов из тяжелого, мелкозернистого, легкого бето-
нов и двуслойных предварительно напряженных конструкций из ячеистого и тя-
желого бетонов определяется по формуле:
но не более 1,0, при этом следует принимать es l0Jh^ > 1,2/ср^.
Для изгибаемых элементов, выполняемых без предварительного напряжения
арматуры, последний член в правой части формулы (2.176) допускается прини-
мать равным нулю.
В формуле (2.176):
ф/, — коэффициент, учитывающий влияние длительности действия нагрузки
и принимаемый по табл. 2.42;
es,tot — см. формулу (2.174);
232
R,.. W
_	от,ser pl
Фт ~ I 1/ _1/ I ’
|±Мг+Л/^|
(2-177)
но не более 1,0;
здесь Wp/ — см. формулу (2.147);
Мг, — см. выше, при этом за положительные принимаются моменты, вызыва-
ющие растяжение в арматуре 5.
Табл. 2.42
Коэффициент (рц влияния длительности действия нагрузки
।	А Длительность действия нагрузки i	Коэффициент при классе бетона	
	выше В7,5	В7,5 и ниже
11. Непродолжительное действие при арматуре: а) стержневой: гладкой	1,0	0,7
периодического профиля	1,1	0,8
б) проволочной	1,0	0,7
12. Продолжительное действие (независимо от вида арматуры)	0,8	0,6
Для однослойных конструкций из ячеистого бетона (без предварительного
напряжения) значение ips вычисляется по формуле:
V, = 0,5 + <р; (M/Mser),
(2.178)
где Mser — момент, воспринимаемый сечением элемента из расчета по прочности
при расчетных сопротивлениях арматуры и бетона для предельных состояний вто-
рой группы;
Ф1 — коэффициент, принимаемый равным:
при непродолжительном действии нагрузки для арматуры
периодического профиля — 0,6;
то же, для гладкой арматуры — 0,7;
при продолжительном действии нагрузки независимо
от профиля арматуры — 0,8.
Для конструкций, рассчитываемых на выносливость, значение коэффициента ips
принимается во всех случаях равным 1,0.
Полная кривизна (1/г) для участка с трещинами в растянутой зоне должна
определяться по формуле:
(2.179)
где (l/r)i — кривизна от непродолжительного действия всей нагрузки, на кото-
рую производится расчет по деформациям;
(УГ)1 ~ кривизна от непродолжительного действия постоянных и длительных на-
грузок;
233
(1/г)з — кривизна от продолжительного действия постоянных и длительных нагрузок;
(1/г)4 — кривизна, обусловленная выгибом элемента вследствие усадки и ползучести
бетона от усилия предварительного обжатия и определяемая по формуле (2.167).
Кривизна (l/r)i, (1/г)2 и (1/г)3 определяется по формуле (2.169), при этом
(1/г)] и (1/г)2 вычисляются при значениях и г, отвечающих непродолжительно-
му действию нагрузки, а (1/г)3 — при гр5 и v, отвечающих продолжительному дей-
ствию нагрузки. Если значения (1/г)2 и (1/г)3 оказываются отрицательными,
то они принимаются равными нулю.
Определение прогибов
Прогиб fm, обусловленный деформацией изгиба, определяется по формуле:
(2.180)
где Мх — изгибающий момент в сечении х от действия единичной силы, прило-
женной по направлению искомого перемещения элемента в сечении х по длине
пролета, для которого определяется прогиб;
(1/г)х — полная кривизна элемента в сечении х от нагрузки, при которой оп-
ределяется прогиб; значения 1/г определяются по формулам (2.164) и (2.179) со-
ответственно для участков без трещин и с трещинами; знак 1/г принимается в со-
ответствии с эпюрой кривизны.
Для изгибаемых элементов постоянного сечения без предварительного напря-
жения арматуры, имеющих трещины, на каждом участке, в пределах которого из-
гибающий момент не меняет знака, кривизну допускается вычислять для наиболее
напряженного сечения, принимая ее для остальных сечений такого участка изме-
няющейся пропорционально значениям изгибающего момента (рис. 2.38).
Рис. 2.38. Эпюры изгибающих моментов и кривизны для железобетонных элементов
постоянного сечения:
а — схема расположения нагрузи; б — эпюра изгибающих моментов; в — эпюра кривизны
Для изгибаемых элементов при 1/h < 10 необходимо учитывать влияние попе-
речных сил на их прогиб. В этом случае полный прогиб ftol равен сумме прогибов,
обусловленных соответственно деформацией изгиба fm и деформацией сдвига Ц.
234
Прогиб обусловленный деформацией сдвига, определяется по формуле:
1__
О
(2.181)
где Qx — поперечная сила в сечении х от действия по направлению искомого пе-
ремещения единичной силы, приложенной в сечении, где определяется прогиб;
ух — деформация сдвига, определяемая по формуле:
_1,5&^2
Гх
GbhQ сгс'
(2.182)
здесь Qx — поперечная сила в сечении х от действия внешней нагрузки;
G — модуль сдвига бетона, принимается равным 0,4 соответствующих значе-
ний Ebiуказанных в табл. 2.16;
ФЬ2 — коэффициент, учитывающий влияние длительной ползучести бетона
и принимаемый по табл. 2.40;
(рсгс ~ коэффициент, учитывающий влияние трещин на деформации сдвига
и принимаемый равным: на участках по длине элемента, где отсутствуют нормаль-
ные и наклонные к продольной оси элемента трещины, — 1,0; на участках, где
имеются только наклонные к продольной оси элемента трещины, — 4,8; на участ-
ках, где имеются только нормальные или нормальные и наклонные к продольной
оси элемента трещины, — по формуле:
Фсгс
*ЕЬ
(2.183)
где Мх, (1/г)х — соответственно момент от внешней нагрузки и полная кривизна
н сечении х от нагрузки, при которой определяется прогиб.
Для сплошных плит толщиной менее 25 см (кроме опертых по контуру), ар-
мированных плоскими сетками, с трещинами в растянутой зоне значения прогибов,
подсчитанные по формуле (2.180), умножаются на коэффициент (ho/(ho - О,7))3,
принимаемый не более 1,5, где h$ — в см.
При расчете элементов с однорядным армированием (рис. 2.39) методом ко-
нечных элементов (или другими математическими методами) допускается исполь-
ювать симметризированную систему физических зависимостей в виде:
1=BuA/+B12N;
Г
£$ ~Ву2^ + ^22 N,
где
N = ±Nact-P-
(2.184)
(2.185)
(2.186)
235
Рис. 2.39. Схема усилий и эпюра напряжений в сечении, нормальном к продольной оси
элемента, с однорядным армированием при расчете по деформациям
В	1
в	1	^bzt
В22 =~( у
Е,Лг
2	2
Pt2, , ^zb
(pf+^bhoEbV EtAt
(2.187)
(2.188)
(2.189)
?=2v;	(2.190)
где f0 — удлинения или укорочения вдоль оси у;
— момент внешних сил, расположенных по одну сторону рассматривае-
мого сечения, относительно оси у;
^aci — внешняя продольная сила, приложенная на уровне оси у и принимае-
мая при растяжении со знаком «плюс»;
zs, Zf, — расстояния от оси у до точки приложения равнодействующей усилий
соответственно в растянутой арматуре и в сжатом бетоне;
£ — определяется согласно данным выше указаниям этого параграфа;
v — коэффициент, принимаемый по табл. 2.41;
q)f — коэффициент, определяемый по формуле (2.173) без учета арматуры,
расположенной в сжатой зоне сечения;
ips — определяется согласно данным выше указаниям;
— определяется согласно данным выше указаниям.
Ось у располагается в пределах рабочей высоты сечения исходя из удобства
расчетной схемы. Если ось у располагается выше центра тяжести площади сечения
сжатой зоны, то величину следует принимать отрицательной.
Для второго слагаемого в формуле (2.185) знак «минус» принимается, если уси-
лие Р приложено ниже оси у, если усилие Р приложено выше оси у, то следует прини-
мать знак «плюс».
Для первого слагаемого в формуле (2.186) знак «плюс» принимается при
растягивающем, а знак «минус» — при сжимающем усилии
236
При расчете элементов с многорядным расположением арматуры (рис. 2.40)
рекомендуется использовать общую систему физических зависимостей вида:
Л/ — Z>11 F ’
г
Г
(2.191)
где
Di 1=£—+Z +Gv+£)	4>	<2-192>
м Vst %	х	Vb
Dl2 = t—A^ + tE^ +(?>/ +б)^Ч; (2.193)
м Va ;=<	Vb
(2.194)
i — порядковый номер стержня продольной растянутой арматуры; j — то
же,.сжатой арматуры;
— относительная высота сжатой зоны сечения, равная х/Ь^
(pf— вычисляется по формуле (2.173) без учета арматуры 5;
zsb zsj — расстояния от центра тяжести /-й и ;-й арматуры до оси у.
Рис. 2.40. Схема усилий и эпюра напряжений влечении, нормальном к продольной оси
элемента, с многорядным армированием при расчете по деформациям
В формуле (2.193) значения zst, zsp zb, принимаются положительными, если
откладываются ниже оси у. В противном случае их следует принимать с отрица-
тельным знаком.
Значения и ipsi для зависимостей (2.192)—(2.194) допускается определять,
заменяя в расчетных формулах Ь$ на Z>01, Fa на ^Fai ~ 1,3x/(Z>01 - l,3x; (при
определении /z), <pm на (рт1 = cpm (h^/hOi).
237
2.10. Сортамент арматурной стали
Основные виды арматурной стали и область ее применения в железобетонных конструкциях
(в зависимости от характера действующих нагрузок и расчетной температуры)
238
Табл. 2.43
Вид арма- туры и до-	Класс арма-	Марка стали	Диа- метр армату- ры, мм	Условия эксплуатации конструкции при нагрузке								
				статической					динамической и многократно повторяющейся			
				в отапли- ваемых зданиях	1							
кумснгьц регламен- тирующие ее качество	1 у ры				на итлрыгим воодулс и о нсдланлгшасмшл зданиях при расчетной температуре, °C				в uiau/vyj" na ишрвиим виодулv и d ntuiaunnnaciviDiA ваемых зданиях при расчетной температуре, °C			
					до минус 30 включ.	ниже минус 30 до минус 40 включ.	ниже минус 40 до минус 55 включ.	ниже минус 55 до минус	зданиях । до минус 30 включ.	ниже минус 30 до минус 40 включ.	ниже минус 40 до минус 55 включ.	ниже минус 55 до минус 70 включ.
								70 включ.				
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	!	11	12	13	14
Стержневая	A-I	СтЗсп	6-40	+	+	+	4-	+ 1	+ ! +	-	-	-
горячеката-		СтЗпс	6-40	+	4-	+	-		4-	4-	-	-	-
ная гладкая,		СтЗкп	6—40	+	+			-	+	1	+	, -		-
ГОСТ 5781-82		СтЗсп	6—40	4-	+	+	4-	4-	4-	4-	+	4-	+
и ГОСТ 380-71		СтЗпс	6-40	+	+	+			4-	4-	+	-	-
		СтЗкп	6-40	+	+			-	4-	4-	- 		-	-
		СтЗсп	6-18	4-	+	+	+	+1	+ +	+	4-	-1-1
То же, ТУ 14-15-154-86		СтЗсп	5,5	+	+	+ +		4-	+ 1 +	4-	4-	4-
Стержневая горячеката-	А-П	Ст5сп Ст5пс	10-40 10-16	+ +	4- +	+ +	4-1 + 1	4-1	+ +	+1 +1	-	- 	
239
i	2		3	4	5	6
ная перио- дического профиля, ГОСТ 5781-82 То же, ТУ 14-1-4235-87			18-40	+	+
		18Г2С	40-80	+	+
	Ас-П	10ГТ	10-32	+	+
	А-Ш	35ГС	6-40	+	+
		25Г2С	6-8	+	+
			10-40	+	+
		32Г2Рпс	6-22	+	+
	A-IV	80С	10-18	+	+
		20ХГ2Ц	10-32	+	+
	A-V	23Х2Г2Т	10-32	+	+
	A-VI	20Х2Г2СР	10—22	+	+
		22Х2Г2ТАЮ	10-22	+	+
		22Х2Г2Р	10-22	+	+
		22Х2Г2С	10-40	+	+
Стержневая тер- момеханически упрочненная пе- риодического профиля, ГОСТ 10884-81	Ат-ШС	Ст5пс, Ст5сп, Ст5пс, Ст5сп	10-32	+	+
Стержневая тер- момеханически упрочненная пе- риодического	Ат-ГУ	20ГС	10-32	+	+
	Ат-ГУС	25Г2С	10-32	+	+
		28С, 35ГС	12-32	+	+
	Ат-1УК	10ГС2,	10-32	+	+
	7	8	9	10	п	12	13	14
	-	-	-	4-	4-1	-	-	-
	4-	4-	4-1	4-	4-	4-	4-	4-1
	+	4-		4-	4-	+	4-	4-
	4-	-1-1	-	4-	4-	4-1	-	-
	+	4-	4-	4-	+	4-	4-	-
	4-	4-	4-1	4-	4-	4- 		4-1	-
	4-	-1-1	-	4-	4-		-	-
	-	-	-	+	-	-	-	-
	4-	+2	+2	4-	4-	4-	+2	-
	+	+	4-2	4-	4-	4-	4-	+2
	4-	4-2	4-2	4-	4-	4-	4-2	-
	4-	+2	4-2	4-	4-	4-	+2	-
	4-	4-2	4-2	+	4-	-г	+2	
	4-	4-2		4-	+	+	+2	-
	4-	+1		4-	4-	4-1		
	4-	4-	-	4-	4-	4-	4-	-
	4-	+2	4-2	4-	4-	4-	4-2	-
	4-	+	-	4-	4-	4-	+	-
	4-	+		+	4-	+	4-	
240
1	2	3	4	5	6	7
профиля, ГОСТ 10884-81		08Г2С, 25C2P				
	At-V	20ГС, 20ГС2, 10ГС2, 08Г2С, 28C, 25Г2С	10-32	+	+	+
		25C2P, 35ГС	18-32			
	At-VK	20ГС, 25C2P, 35ГС	18-32	+	+	+
	At-VCK	20ХГС2	10-28	+	+	+
	At-VI	20ГС2, 20ГС, 25C2P	10-32	+	+	+
	Аг-VIK	20ХГС2	10-16	+	+	+
	Ат-VII	30XC2	10-28	+	+	+
Обыкновенная арматурная проволока пе- риодического профиля, ГОСТ 6727-80	Bp-I		3-5	+	+	+
8	9	10	11	12	13	L-Lt.
						
+		+	+	+	+	
+		+	+	+	+	-
+2		+	+	+	+'2	-
+	-	+	+	+	+	
+	-	+	+	+	+	-
-		+ _	+	+	-	-
+	+	+	+	+	+	+ 	.
241
1	0	3	4	5	6	7	8		10	11	12	13	14
Высокопрочная арматурная проволока, ГОСТ 7348-81	B-II; Вр-П		3-8	4-	+	4-		4-	4-	4-	4-	4-	+
Арматурные канаты, ГОСТ 13840-68	К-7	-	6-15	4-	+	4-	+	4-	*	+	4-	4-	4-
Арматурные канаты, ТУ 14-4-22-71	К-19	-	14	+	+	4-	4-	+	4-	4-	+		4-
Стержневая, упрочненная вытяжкой, пе- риодического профиля	А-Шв	25Г2С	6-40	+	4-	+	-	-	4-	+	-	-	-
		35ГС	6-40	+	4-				4-			-	-
Примечания:
1.	1 Допускается применять только в вязаных каркасах и сетках.
2.	1 Следует применять только в виде целых стержней мерной длины.
3.	В таблице знак «4-» означает допускается, знак ♦-» — не допускается.
4.	В данной таблице нагрузки следует относить к динамическим, если доля этих нагрузок при расчете конструкции по прочности превышает 0,1 статической
нагрузки; к многократно повторяющимся нагрузкам — нагрузки, при которых коэффициент условий работы арматуры < 1,0 (см. табл. 2.26).
5.	Область применения горячекатаной и термомеханически упрочненной арматуры диаметров больших, чем указано в таблице, следует принимать при соот-
ветствующем обосновании аналогично установленной в настоящей таблице для арматурной стали соответствующих классов и марок.
2Л. Основные буквенные обозначения в главе 2
Усилия от внешних нагрузок и воздействии в поперечном сечении элемента
М	изгибающий момент
N	продольная сила
2	поперечная сила
Т	крутящий момент
Характеристики предварительно напряженного элемента
Р	усилие предварительного обжатия
Оур, о'^р предварительные напряжения соответственно в напрягаемой арматуре
5 и 5 до обжатия бетона (при натяжении арматуры на упоры) либо
в момент снижения величины предварительного напряжения в бетоне
до нуля воздействием на элемент внешних фактических или условных
сил, с учетом потерь предварительного напряжения в арматуре, соот-
ветствующих рассматриваемой стадии работы элемента
сжимающие напряжения в бетоне в стадии предварительного обжатия,
с учетом потерь предварительного напряжения в арматуре, соответст-
вующих рассматриваемой стадии работы элемента
Ysp коэффициент точности натяжения арматуры
Характеристики материалов
R[> ser расчетные сопротивления бетона осевому сжатию для предельных со-
стояний соответственно первой и второй групп
Я^, Rbt,ser расчетные сопротивления бетона осевому растяжению для предельных
состояний соответственно первой и второй групп
Rb loc	расчетное сопротивление бетона смятию
Rbp	передаточная прочность бетона
Rsi Ri>ser расчетные сопротивления арматуры растяжению для предельных со-
стояний соответственно первой и второй групп
R^	расчетное сопротивление поперечной арматуры растяжению
Rsc	расчетное сопротивление арматуры сжатию для предельных состояний
первой группы
Еь начальный модуль упругости бетона при сжатии и растяжении
Es модуль упругости арматуры
Характеристики положения продольной арматуры в поперечном сечении элемента
5	обозначение продольной арматуры: при наличии сжатой и растянутой
от действия внешней нагрузки зон сечения — расположенной в растя-
нутой зоне; при полностью сжатом от действия внешней нагрузки се-
чении — расположенной у менее сжатой грани сечения; при полнос-
тью растянутом от действия внешней нагрузки сечении: для внецент-
ренно растянутых элементов — расположенной у более растянутой
грани сечения; для центрально-растянутых элементов — всей в попе-
речном сечении элемента
5'	обозначение продольной арматуры: при наличии сжатой и растянутой
от действия внешней нагрузки зон сечения — расположенной в сжа-
той зоне; при полностью сжатом от действия внешней нагрузки сече-
нии — расположенной у более сжатой грани сечения; при полностью
растянутом от действия внешней загрузки сечении внецентренно рас-
тянутых элементов — расположенной у менее растянутой грани сечения
242
Геометрические характеристики
b	ширина прямоугольного сечения; ширина ребра таврового и двутавро-
вого сечений
bf, bf ширина полки таврового и двутаврового сечений соответственно в рас-
тянутой и сжатой зонах
h	высота прямоугольного, таврового и двутаврового сечений
Zy, hf высота полки таврового и двутаврового сечений соответственно а рас-
тянутой и сжатой зонах
а, а' расстояния от равнодействующей усилий в арматуре соответственно 5
и S' до ближайшей грани сечения;
hQ, b'Q рабочая высота сечения, равная соответственно b ~ а и b - а';
х	высота сжатой зоны бетона
5	относительная высота сжатой зоны бетона, равная x/h0
s	расстояние между хомутами, измеренное по длине элемента
эксцентриситет продольной силы N относительно центра тяжести при-
. веденного сечения
е^р	эксцентриситет усилия предварительного обжатия Р относительно
центра тяжести приведенного сечения
eg tot	эксцентриситет равнодействующей продольной силы N и усилия пред-
варительного обжатия Р относительно центра тяжести приведенного
сечения
е, е' расстояния от точки приложения продольной силы N до равнодейст-
вующей усилий в арматуре соответственно S ia S'
es< esp расстояния соответственно от точки приложения продольной силы N
и усилия предварительного обжатия Р до центра тяжести площади се-
чения арматуры 5
/	пролет элемента
/0	расчетная длина элемента, подвергающегося действию сжимающей
продольной силы; i — радиус инерции поперечного сечения элемента
относительно центра тяжести сечения
d	номинальный диаметр стержней арматурной стали
А5, A's площади сечения ненапрягаемой и напрягаемой арматуры соответст-
венно S и 5'; при определении усилия предварительного обжатия Р —
площади сечения ненапрягаемой части арматуры соответственно S и 5';
Asp, A-'sp площади сечения напрягаемой части арматуры соответственно S и 5';
Asw площадь сечения хомутов, расположенных в одной нормальной к про-
дольной оси элемента плоскости, пересекающей наклонное сечение
Ад. (>ы? площадь сечения отогнутых стержней, расположенных в одной на-
клонной к продольной оси элемента плоскости, пересекающей наклон-
ное сечение
//	коэффициент армирования, определяемый как отношение площади се-
чения арматуры S к площади поперечного сечения элемента bh$ без
учета свесов сжатых и растянутых полок;
А	площадь всего бетона в поперечном сечении
Аь	площадь сечения сжатой зоны бетона
Abt	площадь сечения растянутой зоны бетона;
Ared	площадь приведенного сечения элемента
А/ос1	площадь смятия бетона
243
5 ДО» *ДО
Ую» s0
I
ired
h
bo
isO> i'sQ
™red
статические моменты площадей сечения соответственно сжатой и рас-
тянутой зон бетона относительно нулевой линии
статические моменты площадей сечения арматуры соответственно 5
и S' относительно нулевой линии
момент инерции сечения бетона относительно центра тяжести сечения
элемента
момент инерции приведенного сечения элемента относительно его цен-
тра тяжести
момент инерции площади сечения арматуры относительно центра тя-
жести сечения элемента
момент инерции площади сечения сжатой зоны бетона относительно
нулевой линии
моменты инерции площадей сечения арматуры соответственно S и S'
относительно нулевой линии
момент сопротивления приведенного сечения элемента для крайнего
растянутого волокна
Глава 3. Каменные и армокаменные конструкции
3.1.	Каменные и армокаменные конструкции
3.1.1.	Общие сведения
Нормы настоящей главы должны соблюдаться при проектировании каменных
и армокаменных конструкций новых и реконструируемых зданий и сооружений.
При проектировании каменных и армокаменных конструкций следует приме-
нять конструктивные решения, изделия и материалы:
а)	наружные стены из: пустотелых керамических и бетонных камней и кирпича;
облегченной кирпичной кладки с плитным утеплителем или засыпкой из пористых за-
полнителей; сплошных камней и блоков из бетона на пористых заполнителях, поризо-
ванных и ячеистых бетонов. Применение сплошной кладки из полнотелого глиняного
или силикатного кирпича для наружных стен помещений с сухим и нормальным влаж-
ностным режимом допускается только при необходимости обеспечения их прочности;
б)	стены из панелей и крупных блоков, изготовленных из бетонов различных
видов, а также из кирпича или камней;
в)	кирпич и камни марок по прочности на сжатие 150 и более в зданиях вы-
сотой более пяти этажей;
г)	местные природные каменные материалы;
д)	растворы с противоморозными химическими добавками для зимней кладки.
При соответствующем обосновании допускается применять конструктивные
решения, изделия и материалы, не предусмотренные настоящим пунктом.
Применение силикатных кирпича, камней и блоков; камней и блоков из ячеис-
тых бетонов; пустотелого кирпича и керамических камней; глиняного кирпича по-
244
лусухого прессования допускается для наружных стен помещений с влажным режи-
мом при условии нанесения на их внутренние поверхности пароизоляционного по-
крытия. Применение указанных материалов для стен помещений с мокрым режи-
мом, а также для наружных стен подвалов и цоколей не допускается. Влажностный
режим помещений следует принимать в соответствии с главой СНиП по строитель-
ной теплотехнике.
3.2.	Материалы каменных и армокаменных конструкций
Кирпич, камни и растворы для каменных и армокаменных конструкций,
а также бетоны для изготовления камней и крупных блоков должны удовлетво-
рять требованиям соответствующих ГОСТов или технических условий и приме-
няться следующих марок (табл. 3.1):
Табл. 3.1
Марки материалов каменных и армокаменных конструкций
Материал и нормативное требование к нему	Марки материалов
Камни — по пределу прочности на сжатие (а кирпич — на сжатие с учетом его проч- ности при изгибе)	4, 7, 10, 15, 25, 35, 50 (камни малой прочнос- ти — легкие бетонные и природные камни); 75, 100, 125, 150, 200 (средней прочности — кирпич, керамические, бетонные и природные камни); 250, 300, 400, 500, 600, 800, 1000 (вы- сокой прочности — кирпич, природные и бе- тонные камни)
Бетоны — по пределу прочности на сжатие: — тяжелые — на пористых заполнителях — ячеистые — крупнопористые — поризованные 1— силикатные	М 50, М 75, М 100, М 150, М 200, М 250, М 300, М 350, М 400 М 25, М 35, М 50, М 75, М 100, М 150, М 200, М 250, М 300, М 350, М 400 М 15, М 25, М 35, М 50, М 75, М 100, М 150 М 15, М 25, М 35, М 50, М 75, М 100 М 35, М 50, М 75, М 100 М 150, М 200, М 250, М 300, М 400
Растворы по пределу прочности на сжатие	4, 10, 25, 50, 75, 100. 150. 200
Каменные материалы по морозостойкости ।	Мрз 10, Мрз 15, Мрз 25, Мрз 35, Мрз 50, Мрз 75, Мрз 100, Мрз 150, Мрз 200, Мрз 300
1 Бетоны по морозостойкости 1	Мрз 15, Мрз 25, Мрз 35, Мрз 50, Мрз 75, Мрз 100, Мрз 150, Мрз 200, Мрз 300
Примечания:
1. Допускается применение в качестве утеплителей бетонов, пределы прочности которых на
сжатие 0,7 МПа (7 кгс/см2) и 1,0 МПа (10 кгс/см2); а для вкладышей и плит не менее
1,0 МПа (10 кгс/см2).
2. Растворы с плотностью в сухом состоянии — 1500 кг/м3 и более — тяжелые, до 1500 кг/м3 —
легкие.
245
Проектные марки по морозостойкости (табл. 3.2) устанавливают только для
материалов, из которых возводится верхняя часть фундаментов (до половины рас-
четной глубины промерзания грунта).
Проектные марки
по морозостойкости
Табл. 3.2
Вид конструкций	Значения Мрз при предполагаемом сроке службы конструкций, лет		
	100	50	25
1. Наружные стены или их облицовка в зданиях с влажностным режимом помещений: а) сухим и нормальным	25	15	15
б) влажным	35	25	15
в) мокрым	50	35	25
2. Фундаменты и подземные части стен: а) из кирпича глиняного пластического прессования	35	25	15
б) из природного камня	25	15	15
Примечания:
1. Марки по морозостойкости камней, блоков и панелей, изготовляемых из бетонов всех ви-
дов, следует принимать в соответствии с главой СНиП по проектированию бетонных и же-
лезобетонных конструкций.
2. Марки по морозостойкости, приведенные в табл. 3.2, могут быть снижены для кладки из
глиняного кирпича пластического прессования на одну ступень, но не ниже Мрз 10 в сле-
дующих случаях:
а)	для наружных стен помещений с сухим и нормальным влажностным режимом, защищен-
ных с наружной стороны облицовками толщиной не менее 35 мм, удовлетворяющими тре-
бованиям по морозостойкости, приведённым в табл. 3.2, морозостойкость лицевого кир-
пича и керамического камня должна быть не менее Мрз 25 для всех сроков службы конст-
рукций;
б)	для наружных стен с влажным и мокрым режимом помещений, защищенных с внутренней
стороны гидроизоляционными или пароизоляционными покрытиями;
в)	для фундаментов и подземных частей стен зданий с тротуарами или отмостками, возводи-
мых в маловлажных грунтах, если уровень грунтовых вод ниже планировочной отметки
земли на 3 м и более.
3. Марки по морозостойкости, приведенные в поз. 1 для облицовок толщиной менее
35 мм, повышаются на одну ступень, но не выше Мрз 50, а облицовок зданий, воз-
водимых в Северной строительно-климатической зоне, — на две ступени, но не вы-
ше Мрз 100.
4. Марки по морозостойкости каменных материалов, приведенные в поз. 2, применяемых для
фундаментов и подземных частей стен, следует повышать на одну ступень, если уровень
грунтовых вод ниже планировочной отметки земли менее чем на 1 м.
Для армирования каменных конструкций следует применять: для сетчатого
армирования — арматуру классов А-1 и Вр-I; для продольной и поперечной арма-
туры, анкеров и связей — арматуру классов А-1, А-П и Вр-1.
246
Для закладных деталей и соединительных накладок следует применять сталь
в соответствии с главой СНиП по проектированию стальных конструкций.
Д/л ряда географических районов, определенных соответствующими разде-
лами СНиП по строительной климатологии и геофизике, предусмотрены отклоне-
ния от указанных в табл. 3.2 нормативов.
3.3. Нормативные и расчетные характеристики каменных
и армокаменных конструкций
3,3.1. Расчетные сопротивления сжатию кладки из различных
материалов
Расчетные сопротивления R сжатию кладки из кирпича всех видов и из керами-
ческих камней со щелевидными вертикальными пустотами шириной до 12 мм при вы-
соте ряда кладки 50—150 мм на тяжелых растворах приведены в табл. 3.3.
Табл. 3.3
Расчетные сопротивления сжатию кладки из кирпича всех видов
и керамических камней со щелевидными вертикальными пустотами
шириной до 12 мм при высоте ряда кладки 50—150 мм на тяжелых растворах
Марка	Расчетные сопротивления R, МПа (кгс/см^)									
кирпи- ча или	при марке раствора								при прочности раствора	
камня	200	150	100	75	50	25	10	4	0,2 (2)	нулевой
'300	3,9(39)	3,6(36)	3,3(33)	3,0(30)	2,8(28)	2,5(25)	2,2(22)	1,8(18)	1,7(17)	1,5(15)
250	3,6(36)	3,3(33)	3,0(30)	2,8(28)	2,5(25)	2,2(22)	1,9(19)	1,6(16)	1,5(15)	1,3(13)
200	3,2(32)	3,0(30)	2,7(27)	2,5(25)	2,2(22)	U(18)	1,6(16)	1,4(14)	1,3(13).	[1,0(10)
150	2,6(26)	2,4(24)	2,2(22)	2,0(20)	1,8(18)	1,5(15)	1,3(13)	1,2(12)	1,0(10)	0,7(7)
125	—	2,2(22)	2,0(20)	1,9(19)	1,7(17)	1,4(14)	1,2(12)	1,1(И)	0,9(9)	0,8(8)
100	—	2,0(20)	1,8(18)	1,7(17)	1,5(15)	1,3(13)	1,0(10)	0,9(9)	0,8(8)	0,6(6)
75	—	—	1.5(15)	1,4(14)	1,3(13)	1,1(11)	0,9(9)	0,7(7)	0,6(6)	0,5(5)
50	—	—	—	1,1(11)	1,0(10)	0,9(9)	0,7(7)	0,6(6)	0,5(5)	0,35(3,5)
5	—	—	—	0,9(9)	0,8(8)	0,7(7)	0,6(6)	0,45(4,5)	0,4(4)	0,25(2,5)
Примечание: расчетные сопротивления кладки на растворах марок от 4 до 50 следует умень-
шать, применяя понижающие коэффициенты: 0,85 — для кладки на жестких цементных рас-
творах (без добавок извести или глины), легких и известковых растворах в возрасте до 3 мес;
0,9 — для кладки на цементных растворах (без извести или глины) с органическими пласти-
фикаторами. Уменьшать расчетное сопротивление сжатию не требуется для кладки высшего
качества — растворный шов выполняется под рамку с выравниванием и уплотнением раствора
рейкой. В проекте указывается марка раствора для обычной кладки и для кладки повышенно-
го качества.	г
Расчетные сопротивления сжатию виброкирпичной кладки на тяжелых
растворах приведены в табл. 3.4.
247
Табл. ЗА
Расчетные сопротивления Rj,
сжатию виброкирпичной кладки
Марка кирпича	Расчетные сопротивления Я/,, МПа (кгс/см2), сжатию виброкирпичной кладки на тяжелых растворах при марке раствора				
	200	150	100	75	50
300	5,6(56)	5,3(53)	4,8(48)	4,5(45)	4,2(42)
250	5,2(52)	4,9(49)	4,4(44)	4,1(41)	3,7(37)
200	4,8(48)	4,5(45)	4,0(40)	3,6(36)	3,3(33)
150	4,0(40)	Г 3,7(37)	3,3(33)	3,1(31)	2,7(27)
125	3,6(36)	3,3(33)	3,0(30)	2,9(29)	2,5(25)
100	3.1(31)	2,9(29)	2,7(27)	2,6(26)	2,3(23)
”		—	2,5(25) _ d	_2,3(23^_	2,2(22) _	2,0(20)
Примечания:
1.	Расчетные сопротивления сжатию кирпичной кладки, вибрированной на вибростолах, при-
нимаются по табл. 3.4 с коэффициентом 1,05.
2.	Расчетные сопротивления сжатию виброкирпичной кладки толщиной более 30 см следует
принимать по табл. 3.4 с коэффициентом 0,85.
3.	Расчетные сопротивления, приведенные в табл. 3.4, относятся к участкам кладки шири-
ной 40 см и более. В самонесущих и ненесущих стенах допускаются участки шириной от
25 до 38 см, при этом расчетные сопротивления кладки следует принимать с коэффици-
ентом 0,8.
Расчетные сопротивления R сжатию кладки из крупных бетонных сплош-
ных блоков из бетонов всех видов и из блоков природного камня (пиленых
или чистой тески) при высоте ряда кладки 500—1000 мм приведены в
табл. 3.5.
Табл. ЗА
Расчетные сопротивления R
сжатию кладки из крупных сплошных блоков
'Марка Расчетные сопротивления R, МПа (кгс/см2), сжатию кладки из крупных сплошных
| бетона	блоков из бетонов всех видов и блоков из природного камня
или камня 	 1000 800		(пиленых или чистой тески) при высоте ряда кладки 500—100( при марке раствора							мм при нулевой прочности раствора
		200 2	150 3	7 100 4	75 5	50 _ J 16,5(165) 13,8(138)	25 7 “	10 8	
		17,9(179£ 15,2(152)	17,5(175) 14,8(148)	17,1(171^1 14,4(144) 12,0(120)' 10,3(103)	16^8(168) 14,1(141) 1М(117) 10,1(101)		15,8(158) 13,3(133)	14,5(145) 12,3(123)	11,3(113) 9,4(94)
600 500		12,8(128); 12JO2) 11,1(111) j 10,7(107)				11,4(114) 9?8(98)	10,9(109) ' 9,3(93)	9,9(99) 8,7(87)	7,3(73) 6,3(63)
400		9,3(93)	9,0(90)	8,7(87)	8,4(84)	8,2(82)	7,7(77)	7,4(74)	5,3(53)
300 250		7,5(75)	7,2(72)	Гб,9(69)	6,7(67)	6,5(65)	6,2(62)	V(57)	4,4(44)
		6,7(67)	6,4(64)	6,1(61)	5,9(59)	5,7(57)	5,4(54)	4,9(49)	3,8(38)
248
1	2	3	4	5	6	7	8	9
200	5,4(54)	5,2(52)	5,0(50)	4,9(49)	4,7(47)	4,3(43)	4,0(40)	3,0(30)
150	4,6(46)	4,4(44)	4,2(42)	4,1(41)	3,9(39)	3,7(37)	3,4(34)	2,4(24)
100		ьАЗ(ЗЗ)	3,1(31)	2,9(29)	2,7(27)	2,6(26)	2,4(24)	1,7(17)
75			2,3(23)	2,2(22)	2,1(21)	2,0(20)	1,8(18)	1,3(13)
50			1,7(17)	1,6(16)	1.5(15)	1,4(14)	1,2(12)	0,85(8,5)
35			—	—	1,1(11)	1,0(10)	0,9(9)	0,6(6)
25			—	—	0,9(9)	0,8(8)	0,7(7)	0,5(5) 1
Примечания:
1.	Расчетные сопротивления сжатию кладки из крупных блоков высотой более 1000 мм при-
нимаются по табл. 3.6 с коэффициентом 1,1.
2.	За марку крупных бетонных блоков и блоков из природного камня следует принимать пре-
дел прочности на сжатие, кгс/см2, эталонного образца-куба, испытанного согласно требо-
ваниям ГОСТ 10180-78 и ГОСТ 8462-75.
3.	Расчетные сопротивления сжатию кладки из крупных бетонных блоков и блоков из при-
родного камня, растворные швы в которой выполнены под рамку с разравниванием и уп-
лотнением рейкой (о чем указывается в проекте), допускается принимать по табл. 3.6 с ко-
эффициентом 1,2.
Расчетные сопротивления R сжатию кладки из сплошных бетонных камней
и природных камней (пиленых или чистой тески) при высоте ряда кладки 200—
300 мм приведены в табл. 3.6.
Табл. 3.6
Расчетные сопротивления R сжатию кладки из сплошных бетонных,
гипсобетонных и природных камней
Марка кир- пича или камня	Расчетные сопротивления R, МПа (кгс/см2), сжатию кладки из сплошных бетонных, гипсобетонных и природных камней (пиленных или чистой тески) при высоте ряда кладки 200—300 мм									
	при марке раствора								при прочности раствора	
	200	150	100	75	50	25	10	4	0,2 (2)	нулевой
1 1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11
'1000	13,0	2,5	12,0	11,5	11,0	10,5	9,5	8,5	8,3	8,0
	(130)	(125)	(120)	(Н5)	(110)	(Ю5)	(95)	(85)	(83)	(80)
800	11,0	10,5	10,0	9,5	9,0	8,5	8,0	7,0 ।	6,8	6,5
1	(110)	(Ю5)	(100)	(95)	(90)	(85)	(80)	(70)	(68)	(65)
600	9,0(90)	8,5(85)	8,0(80)	7,8(78)	7.5(75)	7,0(70)	6,0(60)	5,5(55)	5,3(53)	5,0(50)
500	7,8(78)	7,3(73)	6,9(69)	6,7(67)	6,4(64)	6,0(60)	5,3(53)	4,8(48)	4,6(46)	4,3(43)
400	6,5(65)	6,0(60)	5,8(58)	5.5(55)	5,3(53)	5,0(50)	4,5(45)	4,0(40)	3,8(38)	3,5(35)
' 300	5,8(58)	4,9(49)	4,7(47)	4,5(45)	4,3(43)	4,0(40)	3,7(37)	3,3(33)	3,1(31)	2,8(28)
200	4,0(40)	3,8(38)	3,6(36)	3,5(35)	3,3(33)	3,0(30)	2,8(28)	2,5(25)	2,3(23)	2,0(20)
150	3,3(33)	3,1(31)	2,9(29)	2,8(28)	2,6(26)	2,4(24)	2,2(22)	2,0(20)	1,8(18)	1,5(15)
100	2,5(25)	2,4(24)	2,3(23)	2,2(22)	2,0(20)	1,8(18)	17(17)1	1,5(15)	1,3(13)	1,0(10)
/5	—	—	1,9(19)	1,8(18)	1,7(17)	1.5(15)	1,4(14)	1,2(12)	1,1(11)	0,8(8)
М)	—	—	1.5(15)	1,4(14)	1,3(13)	1,2(12)	1,0(10)	0,9(9)	0,8(8)	0,6(6)
249
1	2	3	Г” 4	5	6	7	. L		10	И i
35	—.	—	—	—	1,0	0,95	0,85	0,7	о,Г"	0,45
	 25		_				(10) 0,8(8)	(9,5)_ 0,75	(8JL 6,65	__(7) . 0,55	0,5	_(4,5£ 0,35
						(7,5) q	(6,5)	(5,5)	(5)	(3,5)
15	—	—	т				0,5(5)	0,45	0,38	0,35	0,25
				_L .			1(4,5)	(3,8)	(3.5)	(2,5)
Примечания:
1.	Расчетные сопротивления кладки из сплошных шлакобетонных камней, изготовленных
с применением шлаков от сжигания бурых и смешанных углей, следует принимать по
табл. 3.6 с коэффициентом 0,8.
2.	Гипсобетонные камни допускается применять только для кладки стен со сроком службы 25 лет;
при этом расчетное сопротивление этой кладки следует принимать по табл. 3.6 с коэффи-
циентами: 0,7 для кладки наружных стек в зонах с сухим климатом, 0,5 — в прочих зонах;
0,8 — для внутренних стен. Климатические зоны принимаются в соответствии с указания-
ми СНиП по строительной теплотехнике.
3.	Расчетные сопротивления кладки из бетонных и природных камней марки 150 и выше
с ровными поверхностями и допусками по размерам, не превышающими ± 2 мм, при тол-
щине растворных швов не более 5 мм, выполненных на цементных пастах или клеевых со-
ставах, допускается принимать по табл. 3.6 с коэффициентом 1,3.
Расчетные сопротивления R сжатию кладки из пустотелых бетонных камней
при высоте ряда 200 — 300 мм приведены в табл. 3.7.
Табл. 3.7
Расчетные сопротивления R сжатию кладки из пустотелых бетонных камней
Марка камня	Расчетные сопро' бетонн		гивления R, МПа (кгс/см2), сжатию кладки из пустотелых ых камней при высоте ряда кладки 200—300 мм					
			при марке раствора				при прочности раствора	
	100	75	50	25	10	4	0,2(2)	нулевой
150	2,7(27)	2,6(26)	2,4(24)	2,2(22)	2,0(20)	1,8(18)	1,7(17)	1,3(13)
125	Г 2,4(24)	2,3(23)	2,1(21)	1,9(19)1	1,7(17)	1,6(16)	1,4(14)	1,1(П)
юо“1	2,0(20)	1,8(18)	47(17)	1,6(16)	1,4(14)	1,3(13)	1,1(11)	0,9(9)
75	1,6(16)1	1,5(15)	1,4(14)	1,3(13)	1.1(11)	1,0(10)	0,9(9)	0,7(7)
50	1,2(12)	1,15(11,5)	1,1(Н)	1,0(10)	0,9(9)	0,8(8)	L 0,7(7)	0,5(5)
35			1,0(10)	0,9(9)	। 0,8(8)	0,7(7)	0,6(6)	0,55(5,5)	0,4(4)
25	—		0,7(7)	0,65(6,5)	0,55(5,5)	0,5(5)	0,45(4,5)	0,3(3)
Примечание: расчетные сопротивления сжатию кладки из пустотелых шлакобетонных камней,
изготовленных с применением шлаков от сжигания бурых и смешанных утлей, а также кладки
из гипсобетонных, пустотелых камней следует снижать в соответствии с примечаниями 1
и 2 к табл. 3.6.
Расчетные сопротивления R сжатию кладки из природных камней (пиленых
и чистой тески) при высоте ряда до 150 мм приведены в табл. 3.8.
250
Табл. 3.8
Расчетные сопротивления R сжатию кладки из природных камней
Вид кладки	Марка камня	Расчетные сопротивления R, МПа (кгс/см2), сжатию кладки из природных камнейнизкой прочности правильной формы (пиленых и чистой тески)				
		при марке раствора			при прочности раствора	
		25	10	4	0,2 (2)	нулевой
1. Из природных	25	0,6(6)	0,45(4,5)	0,35(3,5)	, 0,3(3)	1	0,2(2)
камней при высоте	15	0,4(4)	0,35(3,5)	0,25(2,5)	0,2(2)	г 0,13(1,3)
ряда до 150 мм	10	. 0,3(3)	0,25(2,5)	0,2(2)	0,18(1,8)	0,1(1)
	7	0,25(2,5)	0,2(2)	0,18(1,8)	0,15(1,5)	0,07(0,7)
2. То же,	10	0,38(3,8)	0,33(3,2)	0,28(2,8)	0,25(2,5)	0,2(2)
при высоте ряда	7...	0,28(2,8)	0,25(2,5)	0,23(2,3)	0,2(2)	0,12(1,2)
200—300 мм	4	—	0,15(1,5)	0,14(1,4)	0,12(1,2)	0,08(0,8)
Расчетные сопротивления R сжатию бутовой кладки из рваного бута приве-
дены в табл. 3.9.
Табл. 3.9
Расчетные сопротивления R сжатию бутовой кладки
Марка , рваного бутового । камня	Расчетные сопротивления R, МПа из рвано				кгс/см2), сжатию бутовой кладки го бута			
	при марке раствора						при прочности раствора	
	100	75	50	25	10	4	0,2(2)	нулевой
1000	2,5(25)	2,2(22)	1,8(18)	1,2(12)	0,8(8)	0,5(5)	0,4(4)	0,33(3,3)
_800_ 600	2,2(22)	2,0(20)	1,6(16)	1,0(10),	0,7(7)	0,45(4,5)	0,33(3,3)	0,28(2,8)
	2,0(20)	1,7(17)	14(14)	0,9(9)	0,65(6,5)	0,4(4)	0,3(3)	2,2(2)
500	1,8(18)	1,5(15)	1,3(13)	0,85(8,5)	0,6(6)	0,38(3,8)	|0,27(V)	0,18(1,8) 0,15(1,5)
400	1.5(15)	1,3(13)	1.1(11)	0,8(8)	0,55(5,5)	0,33(3,3)	0,23(2,3)	
300	1,3(13)	1,15(11,5)	0,95(9,5)	0,7(7)	0,5(5)	0,3(3)	0,2(2)	0,12(1,2)
200— 150	1,1(11)	1,0(10)	L 0,8(8)	0,6(6)	0,45(4,5)	0,28(2,8)	0,18(1,8)	0,08(0,8)
	0,9(9)	0,8(8)	0,7(7)	0,55(5,5)	0,4(4)	0,25(2,5)	Г 0,170	0,07(0,7)
100	0,75(7,5)	0,7(7)	0,6(6)	0,5(5)	0,35(3,5)	0,23(2,3)	O,15(1,5V	0,05(0,5)
50	—	—	0,45(4,5)	0,35(3,5)	0,25(2,5)	0,2(2)	0,13(1,3)	0,03(0,3)
35	—	—	0,36(3,6)	0,29(2,9)	0,22(2,2)	0,18(1,8)	0,12(1,2)	0,02(0,2)
25	—	—	0,3(3)	0,25(2,5)	_ 0,2(2)	0,15(1,5)	0.1(1)	0,02(0,2)
Примечания:
I.	Приведенные в табл. 3.9 расчетные сопротивления для бутовой кладки даны в возрасте 3 мес,
для марок раствора 4 и более. При этом марка раствора определяется в возрасте 28 дней.
Для кладки в возрасте 28 дней расчетные сопротивления, приведенные в табл. 3.9. Для рас-
творов марки 4 и более следует принимать с коэффициентом 0,8.
2.	Для кладки из постелистого бутового камня расчетные сопротивления, принятые
в табл. 3.9, следует умножать на коэффициент 1,5.
251
3.	Расчетные сопротивления бутовой кладки фундаментов, засыпанных со всех сторон грун-
том, допускается повышать: при кладке с последующей засыпкой пазух котлована грун-
том — на 0,1 МПа (1 кг/см2); при кладке в траншеях «враспор» с нетронутым грунтом
и при надстройках — на 0,2 МПа (2 кгс/см2).
Расчетные сопротивления R сжатию бутобетона (невибрированного) приведе-
ны в табл. 3.10.
Табл. 3.10
Расчетные сопротивления R
сжатию бутобетона
Расчетные сопротивления R, МПа (кгс/см2), сжатию ]
Вид бутобетона	____бутобетона (невибрированного) при марке бетона j
	М 200	М 150	М 100	М 75	М 50	М 35
С рваным бутовым камнем марки:						
200 и выше	4(40)	3,5(35)	3(30)	2,5(25)	2,0(20)	1,7(17)
100	—	—	—	2,2(22)	1,8(18)	1,5(15)
50 или с кирпичным боем	—	-	-	2,0(20)	1,7(17)	1,3(13)
Примечание: при вибрировании бутобетона расчетные сопротивления сжатию следует прини-
мать с коэффициентом 1,15.
Расчетные сопротивления сжатию кладки из силикатных пустотелых (с круг-
лыми пустотами диаметром не более 35 мм и пустотностью до 25 %) кирпичей
толщиной 88 мм и камней толщиной 138 мм допускается принимать по табл. 3.3
с коэффициентами:
а)	на растворах нулевой прочности и прочности 0,2 МПа (2 кгс/см2) — 0,8;
б)	на растворах марок 4, 10, 25 и выше — соответственно 0,85, 0,9 и 1.
Расчетные сопротивления сжатию кладки при промежуточных размерах высо-
ты ряда от 150 до 200 мм должны определяться как среднее арифметическое значе-
ний, принятых по табл. 3.3 и 3.6, при высоте ряда от 300 до 500 мм — по интерполя-
ции между значениями, принятыми по табл. 3.5 и 3.6.
Расчетные сопротивления кладки сжатию, приведенные в табл. 3.3—3.10,
следует умножать на коэффициенты условий работы ус, по табл. 3.11.
Табл. 3.11
Коэффициенты условий работы ус
Конструкционный элемент	! Значение коэф-
-	I фициента усло-
I вий работы ус
j	/__2 :
Для столбов и простенков площадью сечения 0,3 м2 и менее	0,8
Для элементов круглого сечения, выполняемых из обыкновенного (неле- I
кального) кирпича, неармированных сетчатой арматурой	•	0,6
Для крупных блоков и камней, изготовленных из тяжелых бетонов
и из природного камня (у > 1800 кг/м3)	1,1
252
1	2
Для кладки из блоков и камней из силикатных бетонов марок по прочнос- ти выше 300	0,9	!
Для кладки из блоков и камней из крупнопористых бетонов и из ячеистых бетонов вида А *	0,8	|
Для кладки из блоков и камней из ячеистых бетонов вида Б *	0,7	|
Для кладки после длительного периода твердения раствора (более года)	1,15
Для кладки из силикатного кирпича на растворе с добавками поташа	0,85	1
Для зимней кладки, выполняемой способом замораживания	по табл. 3.29.
Примечание: * виды ячеистых бетонов принимаются в соответствии с п. 2.2.1 настоящего
справочника.
Расчетные сопротивления сжатию кладки из крупных пустотелых бетонных блоков
различных типов устанавливаются по экспериментальным данным. При отсутствии таких
данных расчетные сопротивления следует принимать по табл. 3.5 с коэффициентами:
Степень пустотности блоков, %
L5 %
L25
L45
Расчетные сопротивления сжатию R
0,9
0,5
0,25,
где процент пустотности определяется по среднему горизонтальному сечению.
Для промежуточных значений процента пустотности указанные коэффициен-
ты следует определять интерполяцией.
Расчетные сопротивления сжатию кладки из природных камней, указанные
в табл. 3.5, 3.6 и 3.8, следует принимать с коэффициентами:
для кладки из камней получистой тески (выступы до 10 мм) — 0,8;
для кладки из камней грубой тески (выступы до 20 мм) — 0,7.
Расчетные сопротивления сжатию кладки из сырцового кирпича и грунтовых
камней следует принимать по табл. 3.8 с коэффициентами:
для кладки наружных стен в зонах с сухим климатом — 0,7;
то же, в прочих зонах — 0,5;
для кладки внутренних стен — 0,8.
Сырцовый кирпич и грунтовые камни разрешается применять только для
стен зданий с предполагаемым сроком службы не более 25 лет.
Расчетные сопротивления кладки из сплошных камней на цементно-известко-
вых, цементно-глиняных и известковых растворах осевому растяжению Rt, растя-
жению при изгибе Rib и главным растягивающим напряжениям при изгибе Rtw)
срезу RS(j при расчете сечений кладки, проходящих по горизонтальным и верти-
кальным швам, приведены в табл. 3.12.
253
Табл. 3.12
Расчетные сопротивления кладки из сплошных камней
Вид напряженного состояния	Обо- зна- чения	Расчетные сопротивления R, МПа (кгс/см2), । кладки из сплошных камней на цементно-известковых, цементно-глиняных и известковых растворах осевому растяжению, растяжению при изгибе, срезу и главным растягивающим напряжениям при изгибе при расчете сечений кладки, проходящих по горизонтальным и вертикальным швам при марке раствора	Г при прочности^				
		50 и выше	25	10	4	раствора 0,2 (2)
А. Осевое растяжение				0703(0Д)	о,бТ(6ДУ	
1. По неперевязанному сечению для кладки всех видов (нормальное сцеп- ление; рис. 3.1)		0,08(0,8)	0,05(0,5)			0,005(0,05)
2. По перевязанному се- чению (рис. 3.2): а) для кладки из камней правильной формы б) для бутовой кладки		0,16(1,6) 0,12(1,2)	0,11(1,1) 0,08(0,8)	0,05(0,5) 0,04(0,4)	0,02(0,2) 0,02(0,2)	i 0,01(0,1) 0,01(0,1) I
Б. Растяжение при изгибе	R-tb (Rtw)					1
3. По неперевязанному сечению для кладки всех видов и по косой штрабе (главные растягивающие напряжения при изгибе)		0,12(1,2)	0,08(0,8)	0,04(0,4)	0,02(0,2)	0,01(0,1)
4. По перевязанному сечению (рис. 3.3): а) для кладки из камней правильной формы б) для бутовой кладки	•	0,25(2,5) 0,18(1,8)	0,16(1,6) 0,12(1,2)	0,08(0,8) 0,06(0,6)	0,04(0,4) 0,03(0,3)	0,02(0,2) 0,015(0,15)
В. Срез	P-sq					
5. По неперевязанному сечению для кладки всех видов (касательное сцепление)		0,16(1,6)	0,11(1,1)	0,05(0,5)	0,02(0,2)	0,01(0,1)
6. По перевязанному се- чению для бутовой кладки		0,24(2,4)	0,16(1,6)	0,08(0,8)	0,04(0,4)	0,02(0,2)
Примечания:
1.	Расчетные сопротивления отнесены по всему сечению разрыва или среза кладки, перпенди-
кулярному или параллельному (при срезе) направлению усилия.
2.	Расчетные сопротивления кладки, приведенные в табл. 3.12, следует принимать с коэффи-
циентами:
для кирпичной кладки с вибрированием на вибростолах при расчете на особые воздейст-
вия — 1,4;
254
для вибрированной кирпичной кладки из глиняного кирпича пластич< • кого прессования, а также
для обычной кладки из дырчатого и щелевого кирпича и пустотелых бетон пых камней — 1,25;
для невибрированной кирпичной кладки на жестких цементных растворах без добавки гли-
ны или извести — 0,75;
для кладки из полнотелого и пустотелого, силикатного кирпича — 0,7, а из силикатного кирпи-
ча, изготовленного с применением мелких (барханных) песков по экспериментальным данным.
При расчете по раскрытию трещин по формуле (3.33) расчетные сопротивления растяже-
нию при изгибе R(b для всех видов кладки следует принимать по табл. 3.10 без учета коэф-
фициентов, указанных в настоящем примечании.
3.	При отношении глубины перевязки кирпича (камня) правильной формы к высоте ряда
кладки менее единицы расчетные сопротивления кладки осевому растяжению и растяже-
нию при изгиба по перевязанным сечениям принимаются равными величинам, указанным
в табл. 3.12, умноженным на значения отношения глубины перевязки к высоте ряда.
Рис. 3.1. Растяжение кладки
Рис. 3.2. Растяжение кладки
по неперевязанному сечению
по перевязанному сечению
Рис. 3.3. Растяжение кладки при изгибе по перевязанному сечению
255
Расчетные сопротивления кладки из кирпича и камней правильной формы
осевому растяжению Rf, растяжению при изгибе R^, срезу RS(j и главным растяги-
вающим напряжениям при изгибе Rtu, при расчете кладки по перевязанному сече-
нию, проходящему по кирпичу или камню, приведены в табл. 3.13.
Расчетные сопротивления кладки из кирпича
и камней правильной формы
Табл. 3.13
Вид напря- женного состояния	Обо- зна- чение	i Расчетные сопротивления R, МПа (кгс/см2), кладки из кирпича и камней правильной формы осевому растяжению, растяжению | при изгибе, срезу и главным растягивающим напряжениям :	при изгибе при расчете кладки по перевязанному сечению, проходящему по кирпичу или камню, при марке камня							
		I 200 | ВО	100	75	50	35	25	15	10
1. Осевое	Rt	0,25	0,2	0,18	0,1Г	0,1	0,08	0,06	0,05	г0,03
растяжение		' (2Л) (2)	(1.8)	(1,3)	(1)	(0,8)	(0,6) J	(0,5)	(0,3)
2. Растяжение	R*	I 0,4 ! 0,3	0,25	0,2	0,16	0,12	6.1	0,07	0,05
при изгибе и главные рас- тягивающие напряжения	(Rtw)	! И) (3) I -1	 ' 1,о	0,8 1 (Ю)	(»)	(2,5)	(2)	(1,6)	(1,2)	(1)	(0,7)	(0.5)
3. Срез	&sq		0,65 (6,5)	0,55 (5,5)	0,4 И)	0,3 (3)	0,2 (2)	0,14 (1,4)	0,09 НО,’)
Примечания:
1. Расчетные сопротивления осевому растяжению R(t растяжению при изгибе и главным
растягивающим напряжениям Rlw отнесены ко всему сечению разрыва кладки.
2. Расчетные сопротивления срезу по перевязанному сечению RSq отнесены только к площади
сечения кирпича или камня (площади сечения нетто) за вычетом площади сечения верти-
кальных швов.
Расчетные сопротивления бутобетона осевому растяжению Rt, главным рас-
тягивающим напряжениям Rtw и растяжению при изгибе R^ приведены
в табл. 3.14.
Табл. 3.14
Расчетные сопротивления осевому растяжению бутобетона Rt
Вид напряженного состояния	Обо- зна- чение	Расчетные сопротивления R, МПа (кгс/см2), бутобетона осевому растяжению, главным растягивающим напряжениям и растяжению при изгибе при марке бетона					
		М 200	М 150	М 100	М 75	М 50	М 35
1. Осевое растяжение и главные растягива- ющие напряжения		0,2(2,0)	0,18(1,8)	0,16(1,6)	0,14(1,4)	0,12(1,2)	0,1(1,0)
2. Растяжение при изгибе	R'b	0,27(2,7)	0,25(2,5)	0,23(2,3)	0,2(2,0)	0,18(1,8)	0,16(1,6)
256
Расчетные сопротивления кладки из природного камня для всех видов напряжен-
ного состояния допускается уточнять по специальным указаниям, составленным на ос-
нове экспериментальных исследований и утвержденным в установленном порядке.
Расчетные сопротивления арматуры Rs, принимаемые в соответствии с гла-
вой СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций, следует
умножать в зависимости от вида армирования конструкций на коэффициенты ус-
ловий работы ycs, приведенные в табл. 3.15.
Табл. 3.15
Коэффициенты условии работы для расчета сопротивлений арматуры
Вид армирования конструкций	Коэффициенты усл A-I	овий работы ycs для арматуры классов	
		А-П	Вр-1
1. Сетчатое армирование		0,75	-	0,6
2. Продольная арматура в кладке: а) продольная арматура растянутая	1	1	1
б) то же, сжатая	0,85	0,7	0,6
в) отогнутая арматура и хомуты	0,8	0,8	0,6
3. Анкеры и связи в кладке: а) на растворе марки 25 и выше	0,9	0,9	0,8
б) на растворе марки 10 и ниже	0,5	0,5	0,6
Примечания:
1. При применении других видов арматурных сталей расчетные сопротивления, приведенные
в главе СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций, принимаются
не выше, чем для арматуры классов А-П или соответственно Вр-1.
2. При расчете зимней кладки, выполненной способом замораживания, расчетные сопротив-.
ления арматуры при сетчатом армировании следует принимать с дополнительным коэффи-
циентом условий работы ycsi, приведенным в табл. 3.29.
3.3.2. Модули упругости и деформации кладки
Модуль упругости (начальный модуль деформаций) кладки £0 при кратковре-
менной нагрузке должен приниматься равным: для неармированной кладки:
£q ctRui
для кладки с продольным армированием:
*о. aRsku.
(3.2)
В формулах (3.1)и (3.2) а — упругая характеристика кладки, принимается по табл. 3.17.
Модуль упругости кладки с сетчатым армированием принимается таким же, как для не-
ц'мированной кладки. Для кладки с продольным армированием упругую характеристи-
ку следует принимать такой же, как для неармированной кладки; R^ — временное со-
противление (средний предел прочности) сжатию кладки, определяемое по формуле:
= kR,
(3.3)
* 11>1/1ный справочник проектировщика
257
где k — коэффициент, принимаемый по табл. 3.16; R — расчетные сопротивления
сжатию кладки, принимаемые по табл. 3.3—3.10 с учетом коэффициентов, приведен-
ных в табл. 3.11, а также в примечаниях к этим таблицам и в тексте п. 3.3.1.
Табл. 3.16
Значение коэфициента для расчета модуля упругости кладки Ео
Вид кладки	Коэффициент k
1. Из кирпича и камней всех видов, из крупных блоков, рваного бута и бутобетона, кирпичная вибрированная	2,0
2. Из крупных и мелких блоков из ячеистых бетонов	2,25
Упругую характеристику кладки с сетчатым армированием следует опреде-
лять по формуле:
«5*=а^и/Кл.	(3.4)
В формулах (3.2) и (3.4) Rs^ — временное сопротивление (средний предел
прочности) сжатию армированной кладки из кирпича или камней при высоте ряда
не более 150 мм, определяемое по формулам:
для кладки с продольной арматурой:
Rsku = kR + R^W	(3.5)
для кладки с сетчатой арматурой:
^skx = kR+ 2Rsnp/\00t	(3.6)
где и — процент армирования кладки; для кладки с продольной арматурой
= А5/А^ 100, где А5 и А* — соответственно площади сечения арматуры и клад-
ки, для кладки с сетчатой арматурой // определяется по п. 4.30; Rsn — норматив-
ные сопротивления арматуры в армированной кладке, принимаемые для сталей
классов А-1 и А-П в соответствии со СНиП по проектированию бетонных и желе-
зобетонных конструкций, а для стали класса Вр-1 — с коэффициентом условий
работы 0,6 по той же главе СНиП.
Значения упругой характеристики « для неармированной кладки следует
принимать по табл. 3.17.
Модуль деформаций кладки Е должен приниматься:
а)	при расчете конструкции по прочности кладки для определения усилий
в кладке, рассматриваемой в предельном состоянии сжатия при условии, что де-
формации кладки определяются совместной работой с элементами конструкций
из других материалов (для определения усилий в затяжках сводов, в слоях сжа-
тых многослойных сечений, усилий, вызываемых температурными деформациями,
при расчете кладки над рандбалками или под распределительными поясами) по
формуле:
Е= 0,5 Ео,	(3.7)
258
где Ео — модуль упругости (начальный модуль деформаций) кладки, определяе-
мый по формулам (3.1) и (3.2).
Табл. 3.17
Значения упругой характеристики а для неармированной кладки
Вид кладки	Упругая характеристика а
	при марках раствора			при прочности раствора	
	25-200	10	4	0,2 (2)	нулевой
1. Из крупных блоков, изготовленных из тяжелого и крупнопористого бетона на тяжелых заполнителях и из тяжелого природного камня (у> 1800 кг/м3)	1500	1000	750	750	500
2. Из камней, изготовленных из тяжелого бетона, тя- желых природных камней и бута	1500	1000	750	500	350
3. Из крупных блоков, изготовленных из бетона на	1000	750	500	500	350
пористых заполнителях и поризованного, крупнопо- ристого бетона на легких заполнителях, плотного си-					
ликатного бетона и из легкого природного камня					
4. Из крупных блоков, изготовленных из ячеистых бетонов вида:					
А	750 4	750	500	500	350
Б	500	500	350	350	350
5. Из камней ячеистых бетонов вида:					
А	750	500 i350		350	200
Б	500	350 200		200	200
6. Из керамических камней	1200	1000	750	500	350
7. Из кирпича глиняного пластического прессования	1000	750	500	350	200
полнотелого и пустотелого, из пустотелых силикатных 1 камней, из камней, изготовленных из бетона на порис-					
тых заполнителях и поризованного, из легких природ- 1 пых камней					
X. Из кирпича силикатного полнотелого и пустотелого	750	500	350	350	200
Из кирпича глиняного полусухого прессования пол- нотелого и пустотелого	500	500 		350	350	200
Примечания:
I При определении коэффициентов продольного изгиба для элементов с гибкостью l^/i < 28
или отношением Iq/Ь < 8 допускается принимать величины упругой характеристики кладки
из кирпича всех видов как из кирпича пластического прессования.
’ Приведенные в табл. 3.17 (поз. 7—9) значения упругой характеристики « для кирпичной
кладки распространяются на виброкирпичные панели и блоки.
I Упругая характеристика бутобетона принимается равной а = 2000.
•I Для кладки на легких растворах значения упругой характеристики а следует принимать по
ыбл. 3.17 с коэффициентом 0,7.
i Упругие характеристики кладки из природных камней допускается уточнять по специаль-
ным указаниям, составленным на основе результатов экспериментальных исследований
и v । нержденным в установленном порядке.
259
б)	при определении деформаций кладки от продольных или поперечных сил,
усилий в статически неопределимых рамных системах, в которых элементы конст-
рукций из кладки работают совместно с элементами из других материалов, перио-
да колебаний каменных конструкций, жесткости конструкций по формуле:
Е= 0,8 Ео-	(3.8)
Относительная деформация кладки с учетом ползучести определяется по
формуле:
е = v сг/Е0,	(3.9)
где ст — напряжение, при котором определяется е; у — коэффициент, учитываю-
щий влияние ползучести кладки, определяемый по табл. 3.18.
Табл. 3.18
Коэффициент ползучести кладки v
Вид кладки	Значение коэф-
	фициента v
Для кладки из керамических камней с вертикальными щелевидными пусто-	
тами (высота камня 138 мм)	1,8
Для кладки из глиняного кирпича пластического и полусухого прессования	2,2	4
Дтя кладки из крупных блоков или камней, изготовленных из тяжелого бетона	2,8
Для кладки из силикатного кирпича и камней полнотелых и пустотелых,	
а также из камней, изготовленных из бетона на пористых заполнителях	
или поризованного и силикатных крупных блоков	3,0
Для кладки из мелких и крупных блоков, изготовленных из автоклавного	
ячеистого бетона вида А	3,5
То же, из автоклавного ячеистого бетона вида Б	4-°
Модуль упругости кладки £0 при постоянной и длительной нагрузке с учетом
ползучести следует уменьшать путем деления его на коэффициент ползучести v.
Модуль упругости и деформаций кладки из природных камней допускается при-
нимать по специальным указаниям, составленным на основе результатов эксперимен-
тальных исследований и утвержденным в установленном порядке.
3.3.3.	Нормативные значения деформации усадки кладки
и коэфициентов линейного расширения и трения
Деформации усадки кладки из глиняного кирпича и керамических камней нс
учитываются.
Деформации усадки следует принимать для кладок:
из кирпича, камней, мелких и крупных блоков, изготовленных на силикат-
ном или цементном вяжущем — 3* 10‘4;
из камней и блоков, изготовленных из автоклавного ячеистого бетона (ви-
да А) - 4- 10-4;
то же, из неавтоклавного ячеистого бетона (вида Б) — 8* КН.
260
Модуль сдвига кладки следует принимать равным G = 0,4 Ео, где Eq — мо-
дуль упругости при сжатии.
Величины коэффициентов линейного расширения кладки следует принимать
по табл. 3.19.
Табл. 3.19
Нормативные значения коэффициента линейного расширения кладки а{
Материал кладки	Коэффициент линейного расширения кладки ah град.-1
1. Кирпич глиняный полнотелый, пустотелый и керамические камни	0,000005
2. Кирпич силикатный, камни и блоки бетонные и бутобетон	0,00001
3. Природные камни, камни и блоки из ячеистых бетонов	0,000008
Примечание: величины коэффициентов линейного расширения для кладки из других материа-
лов допускается принимать по опытным данным.
Коэффициент трения следует принимать по табл. 3.20.
Коэффициент трения g
Табл. 3.20
Материал	Коэффициент трения ц ПРИ состоянии поверхности	
	сухом	влажном
11. Кладка по кладке или бетону	0,7		 0,6
2. Дерево по кладке или бетону	0,6	0,5		
13. Сталь по кладке или бетону	0,45	0,35
4. Кладка и бетон по песку или гравию	0,6	0,5
15. То же, по суглинку	0,55	0,4
j 6. То же, по глине	0,5	0,3
3.4. Расчет элементов конструкции по предельным основаниям
первой группы (по несущей способности)
3.4.1. Центрально-сжатые элементы каменных конструкций
Расчет элементов неармированных каменных конструкций при центральном
сжатии следует производить по формуле:
N < т^ср RA,
(3.10)
где W — расчетная продольная сила; R — расчетное сопротивление сжатию клад-
ки, определяемое по табл. 3.3—3.10; — коэффициент продольного изгиба; А —
площадь сечения элемента; — коэффициент, учитывающий влияние длительной
нагрузки и определяемый по формуле (3.16) при = 0.
261
При меньшем размере прямоугольного поперечного сечения элементов h > 30 см
(или с меньшим радиусом инерции элементов любого сечения / > 8,7 см) коэффи-
циент mg следует принимать равным единице.
Коэффициент продольного изгиба ф для элементов постоянного по длине се-
чения следует принимать по табл. 3.21 в зависимости от гибкости элемента:
Лх- - /0/i
(З.Н)
или прямоугольного сплошного сечения при отношении:

(3.12)
и упругой характеристики кладки а (коэфициент линейного расширения), прини-
маемой по табл. 3.19, а для кладки с сетчатым армированием — по формуле (3.4).
В формулах (3.11) и (3.12): /0 — расчетная высота (длина) элемента, опреде-
ляемая согласно нижеследующим указаниям; i — наименьший радиус инерции се-
чения элемента; h — меньший размер прямоугольного сечения.
Коэффициент продольного изгиба кладки <р
Табл. 3.21
Гибк	ость	Коэффицие	нт продольного изгиба ф при уп			эугих харак	теристиках	кладки а
А,-	Л'Ь	1500	1000	750	500	350	200	100
4	14	1	1	1	0,98	0,94	0,9	0,82
6	21	0,98	0,96	0,95	0,91	0,88	0,81	0,68
: _8	j	28	0,95	0,92	0,9	0,85	0,8	и-0’7	0,54
10	35		 0’92	0,88	0,84	0,79	0,72	0,6	0,43
12	42	0,88	0,84	0,79	0,72	0,64	0,51	0,34
1 14	49	L 0,85	0,79	0,73	0,66	0,57	0,43	0,28
1 16	56	0,81	0,74	0,68	0,59	0,5	0,37	0,23
1 18	63	0,77	0,7	0,63	0,53	0,45	0,32	—
I 22 .	76	0,69	0,61	0,53	0,43	0,35	0,24	—
i 26	90	0,61	0,52	0,45	0,36	0,29	0,2 j	—
Г 30	104	0,53	0,45	0,39	0,32	0,25	0,17	—
	118	0,44	0,38	0,32	0,26	0,21	0,14	—
38	132	L 0,36	0,31	0,26	0,21	0,17	0,12	—
42	146	0,29	0,25	0,21	0,17	0,14	0,09	—
46	160	0,21	0,18	^0,16	0,13	_ 0,1	0,07		
50	173	0,17	0,15	0,13	0,1	0,08	0,05	—
1 54	187	0,13	0,12	0,1	0,08	0,06	0,04	—
Примечания:
1.	Коэффициент ф при промежуточных величинах гибкостей определяется по интерполяции.
2.	Коэффициент ф для отношений, превышающих предельные, следует принимать при определе-
нии фс (п. 3.4.2) в случае расчета на внецентренное сжатие с большими эксцентриситетами.
3.	Для кладки с сетчатым армированием величины упругих характеристик, определяемые по
формуле (3.4), могут быть менее 200.
262
Расчетные высоты стен и столбов /0 при определении коэффициентов продоль-
ного изгиба ср в зависимости от условий опирания их на горизонтальные опоры сле-
дует принимать:
а)	при неподвижных шарнирных опорах Zq = Н (рис. 3.4, а);
б)	при упругой верхней опоре и жестком защемлении в нижней опоре: для од-
нопролетных зданий /0 = 1,5/7, для многопролетных зданий /0 - 1,25/7 (рис. 3.4, б);
в)	для свободно стоящих конструкций /0 = 2Н (рис. 3.4, в);
г)	для конструкций с частично защемленными опорными сечениями — с уче-
том фактической степени защемления, но не менее /0 = 0,8/7, где Н — расстояние
между перекрытиями или другими горизонтальными опорами, при железобетон-
ных горизонтальных опорах расстояние между ними в свету.
Примечания:
1. При жестких опорах и заделке в стены сборных железобетонных пере-
крытий принимается /0 = 0,9/7, а при монолитных железобетонных перекрытиях,
опираемых на стены по четырем сторонам, /0 = 0,8Н.
2. Если нагрузкой является только собственная масса элемента в пределах
рассчитываемого участка, то расчетную высоту /0 сжатых элементов, указанную
выше, следует уменьшить путем умножения на коэффициент 0,75.
Значения коэффициентов <р и mg для стен и столбов, опирающихся на шар-
нирные неподвижные опоры, с расчетной высотой Zg = Н при расчете сечений,
расположенных в средней трети высоты /0, следует принимать постоянными, рав-
ными расчетным значениям <р и mg, определенным для данного элемента. При рас-
чете сечений на участках в крайних третях /0 коэффициенты ср и mg увеличивают-
ся по линейному закону до единицы на опоре (рис. 3.4,а).
Для стен и столбов, имеющих нижнюю защемленную и верхнюю упругую
опоры, при расчете сечений нижней части стены или столба до высоты 0,7 Н при-
нимаются расчетные значения ср и mg, а при расчете сечений верхней части стены
или столба значения <р и mg для этих сечений увеличиваются до единицы по ли-
нейному закону (рис. 3.4,6).
Для свободно стоящих стен и столбов при расчете сечений в их нижней части
(до высоты Qt5H) принимаются расчетные значения <р и mg, а в верхней половине
значения и mg увеличиваются до единицы по линейному закону (рис. 3.4,в).
Рис. 3.4. Коэффициенты q>umgno высоте сжатых стен и столбов:
а — шарнирно опертых на неподвижные опоры; б ~ защемленных внизу и имеющих
верхнюю упругую опору; в — свободно стоящих
263
В месте пересечения продольной и поперечной стен, при условии их надеж-
ного взаимного соединения, коэффициенты и mg разрешается принимать равны-
ми 1. Для промежуточных вертикальных участков коэффициенты ф и т& принима-
ются по интерполяции.
В стенах, ослабленных проемами, при расчете простенков коэффициент ф
принимается по гибкости стены.
Для узких простенков, ширина которых меньше толщины стены, производит-
ся также расчет простенка в плоскости стены, при этом расчетная высота про-
стенка принимается равной высоте проема.
Для ступенчатых стен и столбов, верхняя часть которых имеет меньшее попе-
речное сечение, коэффициенты ф и mg определяются:
а)	при опирании стен (столбов) на неподвижные шарнирные опоры — по вы-
соте /0 = Н (Н — высота стены или столба) и наименьшему сечению, расположен-
ному в средней трети высоты Н;
б)	при упругой верхней опоре или при ее отсутствии — по расчетной высоте
/о, и сечению у нижней опоры, а при расчете верхнего участка стены (столба) вы-
сотой Я; — по расчетной высоте Zqi и поперечному сечению этого участка; оп-
ределяется так же, как Zo, но при Я = Яр
3.4.2.	Внецентренно сжатые элементы
Расчет внецентренно сжатых неармированных элементов каменных конструк-
ций следует производить по формуле:
N < RAcw,	(3.13)
где Ас — площадь сжатой части сечения при прямоугольной эпюре напряжений
(рис. 3.5), определяемая из условия,, что ее центр тяжести совпадает с точкой
приложения расчетной продольной силы Я. Положение границы площади Ас оп-
ределяется из условия равенства нулю статического момента этой площади отно-
сительно ее центра тяжести для прямоугольного сечения:
Ас= А(\-2ей/Ь],	(3.14)
Ф1=(ф+фг)/2-	(3.15)
В формулах (3.13)—(3.15): R — расчетное сопротивление кладки сжатию;
А — площадь сечения элемента; h — высота сечения в плоскости действия изгиба-
ющего момента; е$ — эксцентриситет расчетной силы N относительно центра тя-
жести сечения; ф — коэффициент продольного изгиба для всего сечения в плоско-
сти действия изгибающего момента, определяемый по расчетной высоте элемента
Iq (см. п. 3.4.1} по табл. 3.21; фс — коэффициент продольного изгиба для сжатой
части сечения, определяемый по фактической высоте элемента Н по табл. 3.21
в плоскости действия изгибающего момента при отношении или гибкости , где hc
и ic — высота и радиус инерции сжатой части поперечного сечения Ас в плоско-
сти действия изгибающего момента.
Для прямоугольного сечения hc= h - 2Г0. Для таврового сечения (при >
О,45у) допускается приближенно принимать Ас = 2(у - е$)Ь и Ье = 2(у - г0), где
264
у — расстояние от центра тяжести сечения элемента до его края в сторону экс-
центриситета; b — ширина сжатой полки или толщина стенки таврового сечения
в зависимости от направления эксцентриситета.
Рис. 3.5. Внецентренное сжатие
При знакопеременной эпюре изгибающего момента по высоте элемента
(рис. 3.6) расчет по прочности следует производить в сечениях с максимальными
изгибающими моментами различных знаков. Коэффициент продольного изгиба (рс
с ледует определять по высоте части элемента в пределах однозначной эпюры изги-
бающего момента при отношениях или гибкостях = Н^/Ьс^ или
kh2c = Н2/Ьс2 или ki2c = H2/ic2, где и H2 — высоты частей элемента с -однознач-
ной эпюрой изгибающего момента; hc\; ic\ и hc2; ic2 — высоты и радиусы инерции
с жатой части элементов в сечениях с максимальными изгибающими моментами;
т — коэффициент, определяемый по формулам, приведенным в табл. 3.22;
— коэффициент, определяемый по формуле:
/и = 1-7] — 14
g TV
l,2e0g л
h ,
(3.16)
। де N — расчетная продольная сила от длительных нагрузок; tj — коэффициент,
принимаемый по табл. 3.23;	— эксцентриситет от действия длительных нагрузок.
265
Рис. 3.6. Знакопеременная эпюра изгибающего момента для внецентренно сжатого
элемента
При h > 30 см или i > 8,7 см коэффициент т& следует принимать равным
единице.
Табл. 3.22
Вычисление коэффицентов w
для расчета сопротивления внецентренно сжатых элементов
Вид кладки
1. Кладка всех, видов, кроме указанных в поз. 2
2. Кладка из камней и крупных блоков, изготовленных
Значения w для сечений
произвольной прямоугольного
формы
1 + <фу < М5 1 +
из ячеистых и крупнопористых бетонов; из природных
камней (включая бут)
Примечание: если 2у < h, то при определении коэффициента w вместо 2у следует принимать Ь.
При е$> 0,7у, кроме расчета внецентренно сжатых элементов по формуле (3.13),
следует производить расчет по раскрытию трещин в швах кладки согласно указаниям
в тексте п. 3.5.
При расчете несущих и самонесущих стен толщиной 25 см и менее следует
учитывать случайный эксцентриситет ev1 который должен суммироваться с экс-
центриситетом продольной силы.
Величину случайного эксцентриситета следует принимать райной: для несу-
щих стен — 2 см; для самонесущих стен, а также для отдельных слоев трехслой-
ных несущих стен — 1 см; для перегородок и ненесущих стен, а также заполнений
фахверковых стен случайный эксцентриситет допускается не учитывать.
266
Вычисление коэффицентов т] для расчета сопротивления
внецентренно сжатых элементов
Табл. 3.23
Гибкость		Коэффициент Т] для кладки			
		из глиняного кирпича и керамических камней; из камней и крупных блоков из тяжелого бетона; из природных камней всех видов		из силикатного кирпича и силикатных камней; камней из бетона на пористых заполнителях; крупных блоков из ячеистого бетона	
			при проценте продольного армирования		
		0,1 и менее	0,3 и более	0,1 и менее	0,3 и более
<ю	<35	0	0	0	0
12	42	0,04	0,03	0,05	0,03
14	49	0,08	0,07	0,09	0,08
16	56	0,12	0,09	0,14	0,11
18	63	0,15	0,13	0,19	0,15
20	70	0,20	0,16	0,24	0,19
22	76	0,24	0,20	0,29	0,22
24	83	0,27	0,23	0,33	0,26
26	90	0,31	0,26	0,38	0,30
Примечание: для неармированной кладки значения коэффициента т? следует принимать как для
кладки с армированием ОД % и менее. При проценте армирования более 0,1 и менее 0,3 коэф-
фициент h определяется интерполяцией.
Наибольшая величина эксцентриситета (с учетом случайного) во внецентренно
сжатых конструкциях без продольной арматуры в растянутой зоне не должна пре-
вышать: для основных сочетаний нагрузок — 0,9 у, для особых — 0,95 у, в стенах
толщиной 25 см и менее: для основных сочетаний нагрузок — 0,8 у, для особых —
0,85 у, при этом расстояние от точки приложения силы до более сжатого края сече-
ния для несущих стен и столбов должно быть не менее 2 см.
Элементы, работающие на внецентренное сжатие, должны быть проверены
расчетом на центральное сжатие в плоскости, перпендикулярной к плоскости
действия изгибающего момента в тех случаях, когда ширина их поперечного се-
чения b < h.
3.4.3.	Косое внецентренное сжатие
Расчет элементов при косом внецентренном сжатии следует производить
по формуле (3.13) при прямоугольной эпюре напряжений в обоих направлени-
ях. Площадь сжатой части сечения Ас условно принимается в виде прямоуголь-
ника, центр тяжести которого совпадает с точкой приложения силы и две сто-
роны ограничены контуром сечения элемента (рис. 3.7), при этом Ьс = 2с$ Ьс = 2сь,
и Ас= 4chcbi где сь и сь — расстояния от точки приложения силы N до ближай-
ших границ сечения.
В случаях сложного по форме сечения для упрощения расчета допускается
принимать прямоугольную часть сечения без учета участков, усложняющих его
форму (рис. 3.8).
267
Рис. 3.7. Расчетная схема прямоугольного сечения при косом внецетренном сжатии
Рис. 3.8. Расчетная схема сложного сечения при косом внецентренном сжатии;
площади А] и А2 в расчете не учитываются
Величины w, и mg определяются дважды: при высоте сечения h или радиу-
се инерции ц и эксцентриситете eh в направлении h и при высоте сечения b или
радиусе инерции ib и эксцентриситете еь в направлении Ь.
268
За расчетную несущую способность принимается меньшая из двух величин,
вычисленных по формуле (3.13) при двух значениях w, <?] и т&.
Если еь > ^,1сь, или	то кроме расчета по несущей способности
должен производиться расчет по раскрытию трещин в соответствующем направле-
нии по указаниям текста п. 3.5.
3.4.4.	Смятие (местное сжатие)
Расчет сечений на смятие при распределении нагрузки на части площади се-
чения следует производить по формуле:
Nc<ipdRcAct	(3.17)
где Nc — продольная сжимающая сила от местной нагрузки; Rc — расчетное со-
противление кладки на смятие; Ас — площадь смятия, на которую передается на-
грузка; d = 1,5 - 0,5t// — для кирпичной и виброкирпичной кладки, а также клад-
ки из сплошных камней или блоков, изготовленных из тяжелого и легкого бетона;
d = 1 — для кладки из пустотелых бетонных или сплошных камней и блоков из
крупнопористого и ячеистого бетона; гр — коэффициент полноты эпюры давления
от местной нагрузки.
При равномерном распределении давления гр = 1, при треугольной эпюре
давления гр = 0,5. Если под опорами изгибаемых элементов не требуется установ-
ка распределительных плит, то допускается принимать гр = 0,75 — для кладок из
материалов, указанных в п.п. 1 и 2 табл. 3.24, и гр = 0,5 — для кладок из матери-
алов, указанных в п. 3 этой таблицы.
Табл. 3.24
Определение расчетного коэфициента для разных типов нагрузок
Материал кладки	для нагрузок по схеме			
	рис. 3.9, а, в, д, ж		рис. 3.9, б, г, е, з	
	местная нагрузка	сумма местной и основной нагрузок	местная нагрузка	сумма местной и основной нагрузок
1. Полнотелый кирпич, сплошные камни и крупные блоки из тяжелого бетона или бетона на пористых заполнителях М50 и выше	2	2	1	1,2
2. Керамические камни с щелевыми пустотами, дырчатый кирпич, бутобетон	1,5	2	1	1,2
3. Пустотелые бетонные камни и блоки. Сплошные камни и блоки из бетона М35. Кам- ни и блоки из ячеистого бетона и природного камня	1,2	1,5	1	1
I фимечание: для кладок всех видов на неотвердевшем растворе или на замороженном раство-
ре в период его оттаивания при зимней кладке, выполненной способом замораживания, при-
нимаются значения указанные в поз. 3 настоящей таблицы.
269
Расчетное сопротивление кладки на смятие следует определять по формуле
=	,	(3.18)
где А — расчетная площадь сечения (см. ниже); — коэффициент, зависящий от
материала кладки и места приложения нагрузки, определяется по табл. 3.24.
При расчете на смятие кладки с сетчатым армированием расчетное сопротив-
ление кладки Rc принимается в формуле (3.17) большим из двух значений: Rc, оп-
ределяемого по формуле (3.18) для неармированной кладки, или Rc = Rsk, где
Rsk ~~ расчетное сопротивление кладки с сетчатым армированием при осевом сжа-
тии, определяемое по формуле (3.27) или (3.28).
При одновременном действии местной (опорные реакции балок, прогонов,
перекрытий и т.п.) и основной нагрузок (вес вышележащей кладки и нагрузка, пе-
редающаяся на эту кладку) расчет производится раздельно на местную нагрузку
и на сумму местной и основной нагрузок, при этом принимаются различные зна-
чения согласно табл. 3.24.
При расчете на сумму местной и основной нагрузок разрешается учитывать
только ту часть местной нагрузки, которая будет приложена до загружения пло-
щади смятия основной нагрузкой.
Если площадь сечения достаточна для восприятия одной лишь местной на-
грузки, но недостаточна для восприятия суммы местной и основной нагрузок, до-
пускается устранять передачу основной нагрузки на площадь смятия путем уст-
ройства промежутка или укладки мягкой прокладки над опорным концом прого-
на, балки или перемычки.
Расчетная площадь сечения А определяется по следующим правилам:
а)	при площади смятия, включающей всю толщину стены, в расчетную пло-
щадь смятия включаются участки длиной не более толщины стены в каждую сто-
рону от границы местной нагрузки (см. рис. 3.9,а);
б)	при площади смятия, расположенной на краю стены по всей ее толщине,
расчетная площадь равна площади смятия, а при расчете на сумму местной и ос-
новной нагрузок принимается также расчетная площадь, указанная на рис. 3.9,6
пунктиром;
в)	при опирании на стену концов прогонов и балок в расчетную площадь смя-
тия включается площадь сечения стены шириной, равной глубине заделки опорного
участка прогона или балки и длиной не более расстояния между осями двух сосед-
них пролетов между балками (рис. 3.9,6); если расстояние методу балками превыша-
ет двойную толщину стены, длина расчетной площади сечения определяется как сум-
ма ширины балки Ьс и удвоенной толщины стены h (рис. 3.9,6р);
г)	при смятии под краевой нагрузкой, приложенной к угловому участку сте-
ны, расчетная площадь равна площади смятия, а при расчете на сумму местной
и основной нагрузок принимается расчетная площадь, ограниченная на рис. 3.9,г
пунктиром;
270
Рис. 3.9. Определение расчетных площадей сечений при местном сжатии:
а—з — различные случаи местного сжатия
д)	при площади смятия, расположенной на части длины и ширины сече-
ния, расчетная площадь принимается согласно рис. 3.9,д. Если площадь смятия
расположена вблизи от края сечения, то при расчете на сумму местной и ос-
новной нагрузок принимается расчетная площадь сечения, не меньшая, чем оп-
ределяемая по рис. 3.9,г, при приложении той же нагрузки к угловому участку
стены;
е)	при площади смятия, расположенной в пределах пилястры, расчетная пло-
щадь равна площади смятия, а при расчете на сумму местной и основной нагрузок
принимается расчетная площадь, ограниченная на рис. 3.9,£ пунктиром;
ж)	при площади смятия, расположенной в пределах пилястры и части
стены или простенка, увеличение расчетной площади по сравнению с площа-
дью смятия следует учитывать только для нагрузки, равнодействующая кото-
рой приложена в пределах полки (стены) или же в пределах ребра (пилястра»
с эксцентриситетом > 1/6/ в сторону стены (где / — длина площади см я сил,
с0 — эксцентриситет по отношению к оси площади смятия). В этих случая*
и расчетную площадь сечения включается, кроме площади смятия, часть пло-
щади сечения полки шириной С, равной глубине заделки опорной плиты в
кладку стены и длиной в каждую сторону от края плиты не более толщины сте-
ны (рис. 3.9, ж);
з)	если сечение имеет сложную форму, не допускается учитывать при опреде-
лении расчетной площади сечения участки, связь которых с загруженным участком
недостаточна для перераспределения давления (участки 1 и 2 на рис. 3.9, з).
271
Во всех случаях, приведенных на рис. 3.9, в расчетную площадь сечения
А включается площадь смятия Ас.
При опирании на край кладки изгибаемых элементов (балок, прогонов и т.п.)
без распределительных плит или с распределительными плитами, которые могут
поворачиваться вместе с концами элемента, длина опорного участка элемента
должна приниматься по расчету. При этом плита обеспечивает распределение на-
грузки только по своей ширине в направлении, перпендикулярном изгибаемому
элементу.
3.4.5.	Изгибаемые элементы
Расчет изгибаемых неармированных элементов следует производить по формуле:
M<RtbW,	(3.20)
где М — расчетный изгибающий момент;
W — момент сопротивления сечения кладки при упругой ее работе;
Rtb ~ расчетное сопротивление кладки растяжению при изгибе по перевязанному
сечению (см. табл. 3.10—3.12).
Расчет изгибаемых неармированных элементов на поперечную силу следует
производить по формуле:
Q<Rtwbz,	(3.21)
где Rtw — расчетное сопротивление кладки главным растягивающим напряжениям
при изгибе, по табл. 3.12—3.14; b — ширина сечения; z — плечо внутренней пары
сил, для прямоугольного сечения, z = (2/3) h.
Проектирование элементов каменных конструкций, работающих на изгиб по
неперевязанному сечению, не допускается.
ЗА.6. Центрально-растянутые элементы
Расчет элементов неармированных каменных конструкций на прочность при
осевом растяжении следует производить по формуле:
(3.22)
N — расчетная осевая сила при растяжении; R( — расчетное сопротивление
..ладки растяжению, принимаемое по табл. 3. 11 — 3.13 по перевязанному сече-
:г1ю; Ап — расчетная площадь сечения нетто.
Проектирование элементов каменных конструкций, работающих на осевое
растяжение по неперевязанному сечению, не допускается.
ЗА. 7. Срез
Расчет неармированной кладки на срез по горизонтальным неперевязанным
швам и перевязанным швам для бутовой кладки следует производить но формуле:
272
fi<(^+0,8«go0)A,	(3.23)
где RSq — расчетное сопротивление срезу (см. табл. 3.11); р — коэффициент
трения по шву кладки, принимаемый для кладки из кирпича и камней правиль-
ной формы равным 0,7;	— среднее напряжение сжатия при наименьшей рас-
четной нагрузке, определяемой с коэффициентом перегрузки 0,9; и — коэффи-
циент, принимаемый равным 1,0 для кладки из полнотелого кирпича и камней
и равным 0,5 для кладки из пустотелого кирпича и камней с вертикальными пу-
стотами, а также для кладки из рваного бутового камня; Л — расчетная пло-
щадь сечения.
Расчет кладки на срез по перевязанному сечению (по кирпичу или кам-
ню) следует производить по формуле (3.23) без учета обжатия (2-й член фор-
мулы 3.23). Расчетные сопротивления кладки должны приниматься по
табл. 3.12.
При внецентренном сжатии с эксцентриситетами, выходящими за пределы
ядра сечения (для прямоугольных сечений е0> 0,17 />), в расчетную площадь сече-
ния включается только площадь сжатой части сечения Ас.
3.4.8.	Многослойные стены
(облегченная кладка и облицовка)
Отдельные слои многослойных стен должны быть соединены между собой
жесткими или гибкими связями. Жесткие связи должны обеспечивать распределе-
ние нагрузки между конструктивными слоями.
При расчете многослойных стен на прочность различаются два случая:
а)	жесткое соединение слоев. Различную прочность и упругие свойства сло-
ев, а также неполное использование прочности их при совместной работе в стене
следует учитывать путем приведения площади сечения к материалу основного не-
сущего слоя. Эксцентриситеты всех усилий должны определяться по отношению
к оси приведенного сечения;
б)	гибкое соединение слоев. Каждый слой следует рассчитывать раздель-
но на воспринимаемые им нагрузки, нагрузки от покрытий и перекрытий
должны передаваться только на внутренний слой. Нагрузку от собственного
веса утеплителя следует распределять на несущие слои пропорционально их
сечению.
При приведении сечения стены к одному материалу толщина слоев должна
приниматься фактической, а ширина слоев (по длине стены) изменяться пропор-
ционально отношению расчетных сопротивлений и коэффициентов использования
прочности слоев по формуле:
bred = b miRi/(я,Я).	(3.24)
где bred — приведенная ширина слоя; b — фактическая ширина слоя; R; т — рас-
четное сопротивление и коэффициент использования прочности слоя, к которому
приводится сечение; R,;	— расчетное сопротивление и коэффициент использо-
вания прочности любого другого слоя стены.
Коэффициенты использования прочности слоев в многослойных стенах т
и т, приведены в табл. 3.25.
273
Табл. 3.25
Коэффициенты использования прочности слоев
Коэффициенты использования прочности слоев
из бетонных камней т I	из материалов
	керамичес- кие камни		кирпич гли- няный плас- тического прессования		кирпич си- ликатный		кирпич гли- няный полу- сухого прес- сования	
	т	т/	т		т	mi	т	
Камни из бетонов на пористых запол- нителях и из поризованных бетонов марки М25 и выше	0,8	1	0,9	1	1	0,9	1	0,85
Камни из ячеистого бетона вида А мар- ки М25 и выше	—	—	0,85	1	1	0,8	1	0,8
Камни из ячеистого бетона вида Б мар- ки М25 и выше	—	—	0,7	1	0,8	1	0,9	1,0
Расчет многослойных стен с жесткими связями следует производить:
а)	при центральном сжатии по формуле (3.10);
6)	при внецентренном сжатии по формуле (3.13).
В формулах (3.10) и (3.13) принимаются: площадь приведенного сечения Аге(],
площадь сжатой части приведенного сечения Асгес[ и расчетное сопротивление
слоя, к которому приводится сечение, с учетом коэффициента использования его
прочности mR.
Коэффициенты продольного изгиба ф; и коэффициент mg следует опреде-
лять по указаниям текста п.п. 3.4.1—3.4.2 для материала слоя, к которому приво-
дится сечение.
При эксцентриситетах, превышающих 0,7 у относительно оси приведенного
сечения, должен также производиться расчет его по раскрытию трещин согласно
указаниям текста п. 3.5.
При расчете многослойных стен с гибкими связями (без тычковой перевязки)
коэффициенты ф, и следует определять по пп. 4.2 — 4.7 для условной тол-
щины, равной сумме толщин двух конструктивных слоев, умноженной на коэффи-
циент 0,7.
При различном материале слоев принимается приведенная упругая характе-
ристика кладки определяемая по формуле:
«rerf = («1^1 + а2Ь2У(Ь1 + Ь2)	(3.25)
где cq и а2 — упругие характеристики слоев; Ь\ и h2 — толщина слоев.
В двухслойных стенах при жесткой связи слоев эксцентриситет продоль-
ной силы, направленной в сторону термоизоляционного слоя относительно
оси, проходящей через центр тяжести приведенного сечения, не должен пре-
вышать 0,5 у.
Многослойные стены с плитными утеплителями (минераловатные, полимер-
ные и т.п. плиты), засыпками или заполнением бетоном с пределом прочности на
274
сжатие 1,5 МПа (15 кгс/см2) и ниже следует рассчитывать по сечению кладки без
учета несущей способности утеплителя.
Расчет стен с облицовками, жестко соединенными с материалом стены,
при наличии или отсутствии несущих теплоизоляционных слоев следует произво-
дить по правилам расчета многослойных стен, приведенных в данном параграфе,
по площади сечения, приведенного к одному материалу, — по формуле (3.24).
Сечение стен с облицовкой следует приводить к материалу основного несущего
слоя стены.
В многослойных стенах с облицовками величину коэффициента использова-
ния прочности несущего слоя, к которому приводится сечение, следует принимать
наименьшей из приведенных в табл. 3.25 и 3.26.
При эксцентриситете нагрузки в сторону облицовки коэффициент и) в фор-
муле (3.13) следует принимать равным единице.
Коэффициенты использования прочности слоев в стенах с облицовками т
и приведены в табл. 3.26.
Табл. 3.26
Коэффициенты использования прочности слоев в стенах с облицовками т и пц
Материал облицовочного слоя иц	Материал стены т							
	керамичес- кие камни		кирпич гли- няный плас- тического прессования		кирпич си- ликатный		кирпич гли- няный полу- сухого прес- сования	
				т	mi	т	и,-	т
Лицевой кирпич пластического прессо- вания высотой 65 мм	0,8	1	1	0,9	1	0,6	1	0,65
Лицевые керамические камни со щеле- видными пустотами высотой 140 мм	1	0,9	1	0,8	0,85	0,6	1	0,5
Крупноразмерные плиты из силикатного бетона	0,6	0,8	0,6	0,7	0,7	0,6	0,9	0,6
Силикатный кирпич	0,6	0,85	0,6	1	1	1	1	0,8
Силикатные камни высотой 138 мм •	0,9	1	0,8	1	1	0,8	1	0,7
Крупноразмерные плиты из тяжелого цементного бетона	1	0,9	1	0,9	1.	0,75	. 1	0,65
При расчете стен с облицовками эксцентриситет нагрузки в сторону облицов-
ки не должен превышать 0,25 у (у — расстояние от центра тяжести приведенного
сечения до края сечения в сторону эксцентриситета). При эксцентриситете, на-
правленном в сторону внутренней грани стены е0 > у, но не менее 0,1 у, расчет по
формулам (3.10)—(3.13) производится без учета коэффициентов т и приведен-
ных в табл. 3.23 и 3.24, как однослойного сечения по материалу основного несуще-
го слоя стены, при этом в расчет вводится вся площадь сечения элемента.
3.4.9.	Армокаменные конструкции
Расчет элементов с сетчатым армированием (рис. 3.10) при центральном сжа-
тии следует производить по формуле:
275
N< m^>RskA,
(Ш)
где N — расчетная продольная сила; < 2R — расчетное сопротивление при цен-
тральном сжатии, определяемое для армированной кладки из кирпича всех видов
и керамических камней со щелевидными вертикальными пустотами по формуле:
Rsk = R + 2^Я/100,
(3.27)
при прочности раствора менее 2,5 МПа (25 кгс/см2), при проверке прочности
кладки в процессе ее возведения по формуле:
Рис. 3.10. Поперечное (сетчатое) армирование каменных конструкций:
1 — арматурная сетка; 2 — выпуск арматурной сетки для контроля ее укладки
Rski = TV (2м^/Ю0) • (RM.
(3.28)
При прочности раствора более 2,5 МПа (25 кгс/см2) отношение Я1/Л25при-
нимается равным 1;	— расчетное сопротивление сжатию неармированной клад-
ки в рассматриваемый срок твердения раствора; — расчетное сопротивление
кладки при марке раствора 25; /1 = (Vs/Vk) 100 — процент армирования по объе-
му, для сеток с квадратными ячейками из арматуры сечением Asl с размером ячей-
ки С при расстоянии между метками по высоте s; д = (2Ast/CS) 100 ;	— коэф-
фициент, определяемый по формуле (3.16); Vs и Vk — соответственно объемы ар-
матуры и кладки; — коэффициент продольного изгиба, определяемый по
табл. 3.21 для или Л,, при упругой характеристике кладки с сетчатым армиро-
ванием ask, определяемой по формуле (3.4).
Расчет внецентренно сжатых элементов с сетчатым армированием при малых
эксцентриситетах, не выходящих за пределы ядра сечения (для прямоугольного
сечения е0 < 0,17 Ь), следует производить по формуле:
N<mjp}RMAew,	(3.29)
276
или для прямоугольного сечения:
( 2е
N ^mcp'R-A —-
g т 1 sko j
\ n )
(3.30)
где 2R — расчетное сопротивление армированной кладки при внсцентрен-
ном сжатии, определяемое при марке раствора 50 и выше по формуле:
„ 2дЯ
RM -R+—’
м 100
ifl -
(3.31)
а при марке раствора менее 25 (при проверке прочности кладки в процессе се воз-
ведения) по формуле:
Rbh
skb
„ 2pR R, f, 2eJ
= R + -——s-x —L 1--2-
' Ю0 M У)
(3.32)
При эксцентриситетах, выходящих за пределы ядра сечения (для прямоуголь-
ных сечений е0 >0,17#), а также при Л/, > 15 или Л  > 53 применять сетчатое арми-
рование не следует.
Процент армирования кладки сетчатой арматурой при внецентренном сжа-
тии не должен превышать определяемого по формуле:
М= 50Д/(1- 2e^y)Rs> ОД %.
3.5.	Расчет элементов конструкций
по предельным состояниям второй группы
(по образованию и раскрытию трещин и по деформациям)
По образованию и раскрытию трещин (швов кладки) и по деформациям сле-
дует рассчитывать:
а)	внецентренно сжатые неармированные элементы при >0,7у;
б)	смежные, работающие совместно конструктивные элементы кладки из ма-
териалов различной деформативности (с различными модулями упругости, ползу-
честью, усадкой) или при значительной разнице в напряжениях, возникающих
в этих элементах;
в)	самонесущие стены, связанные с каркасами и работающие на поперечный
изгиб, если несущая способность стен недостаточна для самостоятельного (без
каркаса) восприятия нагрузок;
г)	стеновые заполнения каркасов — на перекос в плоскости стен;
д)	продольно армированные изгибаемые, внецентренно сжатые и растянутые
элементы, эксплуатируемые в условиях среды, агрессивной для арматуры;
277
е)	продольно армированные емкости при наличии требований непроницаемо-
сти штукат;УРНЬ1Х или плиточных изоляционных покрытий;
ж)	дрУгие элементы зданий и сооружений, в которых образование трещин
не допускается или же раскрытие трещин должно быть ограничено по условиям
эксплуатации*
Расчет* каменных и армокаменных конструкций по предельным состояниям вто-
рой группы следует производить на воздействие нормативных нагрузок при основных
их сочетаниях* Расчет внецентренно сжатых неармированных элементов по раскрытию
трещин при ео должен производиться на воздействие расчетных нагрузок.
Расчет по раскрытию трещин (швов кладки) внецентренно сжатых неармиро-
ванных казенных конструкций следует производить при е0 >0,7у, исходя из сле-
дующих положений:
при расчете принимается линейная эпюра напряжений внецентренного сжа-
тия как дл£ упругого тела;
расчет производится по условному краевому напряжению растяжения, кото-
рое характ£ризУет величину раскрытия трещин в растянутой зоне.
Расчет следует производить по формуле:
V < Уr^tb^
~ A(h-y)eo
(3.33)
где j — момент инерции сечения в плоскости действия изгибающего момента; у — рас-
стояние от центра тяжести сечения до сжатого его края; — расчетное сопротивле-
ние кладкй растяжению при изгибе по неперевязанному сечению (см. табл. 3.12);
уг — коэффициент условий работы кладки при расчете по раскрытию трещин, прини-
маемый по табл* 3.27. Остальные обозначения величин те же, что в п. 3.4.2.
Табл. 3.27
Коэффициент условий работы уг
- Характеристика и условия работы кладки	Коэффициент условий работы уг . при предполагаемом сроке службы конструкций, лет		
	100	50	25
1. Неармированная внецентренно нагруженная и растяну- тая кладка	1,5	2,0	3,0
2. То же, с декоративной отделкой для конструкций с по- вышенными архитектурными требованиями	1,2	1,2	—
3. Неармировэнная внецентренно нагруженная кладка с гидроизоляционной штукатуркой для конструкций, рабо- тающих на гидростатическое давление жидкости	1,2	1,5	1,0
4. То же с кислотоупорной штукатуркой или облицовкой на замазке на жидком стекле	0,8	1,0	
Примечаний коэффициент условий работы при расчете продольно армированной кладки на
внецентрен11°е сжатие, изгиб, осевое и внецентренное растяжение и главные растягивающие
278
напряжения принимается по табл. 3.27 с коэффициентами: k -•» 1,25 при // > 0,1 %; £ = 1 при
g - 0,05 %. При промежуточных процентах армирования — по интерполяции, выполняемой
по формуле k - 0,75 + 5/х.
Конструкции, в которых по условиям эксплуатации не может быть допущено
появление трещин в штукатурных и других покрытиях, должны быть проверены
на деформации растянутых поверхностей. Эти деформации для нормированной
кладки следует определять при нормативных нагрузках, которые будут приложе-
ны после нанесения штукатурных или других покрытий, по формулам (3.34)—
(3.37). Они не должны превышать величин относительных деформаций ем, приве-
денных в табл. 3.28.
Коэфициент
относительных деформаций еи
Табл. 3.28
Вид и назначение покрытий	£и
Гидроизоляционная цементная штукатурка для конструкций, подверженных гидро- статическому давлению жидкостей	0,8-1(Н
Кислотоупорная штукатурка на жидком стекле или однослойное покрытие из пли- ток каменного литья, (диабаз, базальт) на кислотоупорной замазке	0,5-КН
Двух- и трехслойные покрытия из прямоугольных плиток каменного литья на кис- лотоупорной замазке: а)	вдоль длинной стороны плиток б)	то же, вдоль короткой стороны плиток	1-1<Н 0,8-1(Н
Примечание: при продольном армировании конструкций, а также при оштукатуривании неар-
мированных конструкций по сетке предельные относительные деформации допускается увели-
чивать на 25 %.
Расчет по деформациям растянутых поверхностей каменных конструкций из
пеармированной кладки следует производить по формулам:
при осевом растяжении:
N < Еки]
(3.34)
при изгибе:
М <.	(3.35)
h-y
при внецентренном сжатии:
N<
Е1еи .
A(h-y)e,
I
(3.36)
279
при внецентренном растяжении:
Els
______ и___
A{h-y)eo )
(3.37)
В формулах (3.34) — (3.37): N и М — продольная сила и момент от норматив-
ных нагрузок, которые будут приложены после нанесения на поверхность кладки
штукатурных или плиточных покрытий; еи — предельные относительные деформа-
ции, принимаемые по табл. 3.28; (Ь - у) — расстояние от центра тяжести сечения
кладки до наиболее удаленной растянутой грани покрытия; I — момент инерции се-
чения; Е — модуль деформаций кладки, определяемый по формуле (3.8).
Таблица 3.29
Коэффициенты условий работы ус1 и yC5i
(учет пониженного сцепления раствора с камнем и арматурой)
1	Вид напряженного состояния зимней кладки	Коэффициенты кладки	условий работы | сетчатой j
11. Сжатие отвердевшей (после оттаивания) кладки из кир- * пича	1,0	арматуры	। _	I
12. То же, бутовой кладки из постелистого камня	0,8	— !
j 3. Растяжение, изгиб, срез отвердевшей кладки всех видов 1 по растворным швам	0,5		 |
14. Сжатие кладки с сетчатым армированием, возводимой 1 способом замораживания в стадии оттаивания	—	1 0.5	'
15. То же, отвердевшей (после оттаивания) Гб. То же, возводимой на растворах с противоморозными i добавками при твердении на морозе и прочности раствора 1 не менее 1,5 МПа (15 кгс/см2) в момент оттаивания	—	0,7	I i 1 1,0 I
3.6.	Основные буквенные обозначения в главе 3
А5	площадь сечения арматуры
Afa	площадь сечения кладки
А	расчетная площадь сечения элемента, площадь сечения полки (участка
продольной стены, учитываемого в расчете); поперечное сечение пере-
мычки; суммарная площадь сечения кладки и железобетонных элемен-
тов в опорном узле в пределах контура стены или столба, на которые
уложены элементы
Ас	площадь сжатой части сечения при прямоугольной эпюре напряже-
ний; площадь смятия, на которую передается нагрузка
Ап расчетная площадь сечения нетто; площадь нетто горизонтального се-
чения стены
280
площадь горизонтального сечения настила, ослабленная пустотами,
на длине опирания настила на кладку (суммарная площадь сечения ребер
Аг^	площадь приведенного сечения
Ас	площадь сжатой части приведенного сечения
А^	сечение арматуры
Afj	площадь брутто горизонтального сечения стены; суммарная площадь
опирания железобетонных элементов в узле
Eq	модуль упругости (начальный модуль деформаций) кладки
Е	модуль деформаций кладки
Efj	начальный модуль упругости бетона
Es	модуль упругости стали; модуль сдвига кладки
G	расстояние между перекрытиями или другими горизонтальными опо-
рами; высота этажа
Н	высота верхнего участка стены
Я]	расстояние над верхней гранью рандбалки
Hq	высота эквивалентного по жесткости рандбалке условного пояса кладки
/	момент инерции сечения стен относительно оси, проходящей через
центр тяжести сечения стен в плане
1$	момент инерции сечения стальной рандбалки
L	размер сечения элементов при расчете на смятие
М	расчетный изгибающий момент; наибольший изгибающий момент от
расчетных нагрузок; момент от нормативных нагрузок, который будет
приложен после нанесения на поверхность кладки штукатурных или
плиточных покрытий; изгибающий момент от расчетных нагрузок
в уровне перекрытия или покрытия в местах опирания их на стену на
ширине, равной расстоянию между анкерами
N	расчетная продольная сила; расчетная осевая сила при растяжении;
продольная сила от нормативных нагрузок, которая будет приложена
после нанесения на поверхность кладки штукатурных или плиточных
покрытий; расчетная нормальная сила в уровне расположения анкера
на ширине, равной расстоянию между анкерами; опорная реакция
рандбалки от нагрузок, расположенных в пределах ее пролета и длины
опоры, за вычетом собственного веса рандбалки
Ny расчетная продольная сила от длительных нагрузок
Ne	продольная сжимающая сила от местных нагрузок
Nrr	расчетная несущая способность
расчетное усилие в анкере
р	расчетная поперечная сила; расчетная поперечная сила от горизон-
тальной нагрузки в середине высоты этажа; расчетная поперечная
сила от горизонтальной нагрузки, воспринимаемая поперечной сте-
ной в уровне перекрытия, примыкающего к рассматриваемым пе-
ремычкам; расчетная нагрузка от веса балки и приложенных к ней
нагрузок;
К	расчетные сопротивления сжатию кладки
Кд.	расчетные сопротивления сжатию виброкирпичной кладки на тяжелых
растворах
а,/, расчетное сопротивление растяжению при изгибе кладки
расчетное сопротивление кладки главным растягивающим напряжениям
281
RSq	расчетные сопротивления при срезе кладки
Rs	расчетные сопротивления арматуры
Ru временное сопротивление (средний предел прочности) сжатию кладки
^sku временное сопротивление (средний предел прочности) сжатию арми-
рованной кладки из кирпича или камней
Rsn нормативное сопротивление арматуры в армированной кладке
Rc	расчетное сопротивление кладки при смятии
Rj расчетное сопротивление любого другого слоя стены
Rsk расчетное сопротивление кладки с сетчатым армированием при осе-
вом, центральном сжатии
Л]	расчетное сопротивление сжатию неармированной кладки в рассмат-
риваемый срок твердения раствора
Rskb расчетное сопротивление армированной кладки при внецентренном
сжатии;
Rstq расчетное сопротивление скалыванию кладки, армированной продоль-
ной арматурой в горизонтальных швах
Rfr	расчетное сопротивление бетона осевому сжатию
статический момент части сечения, находящейся по одну сторону от
оси, проходящей через центр тяжести сечения
объем арматуры
объем кладки
1У	момент сопротивления сечения кладки при упругой ее работе
а, Ь, с, С\,Ь геометрические размеры сечения элементов при расчете на смятие
b	ширина сжатой полки или толщина стенки таврового сечения в зави-
симости от направления эксцентриситета; фактическая ширина слоя
при расчете многослойных стен; ширина сечения элемента; ширина
полок балки;
Ьс	ширина балки
#0	эксцентриситет	действия	расчетной нагрузки; эксцентриситет	расчет-
ной силы относительно середины заделки;
tfQg	эксцентриситет действия длительных нагрузок
эксцентриситеты при косом внецентренном сжатии прямоугольного
сечения элемента соответственно сторонам
g	коэффициент, зависящий от величины площади опирания железобе-
тонных элементов в узле
h	меньший размер прямоугольного сечения; меньшая сторона прямо-
угольного сечения столба; толщина стены; высота сечения; толщина
поперечной стены; высота перемычки в свету
Ьс^, высоты сжатой части элементов в сечениях с максимальными изгиба-
ющими моментами
i	наименьший радиус инерции сечения элемента; радиус инерции стен,
столбов сложного сечения
ic	радиус инерции сжатой части поперечного сечения в плоскости дей
ствия изгибающего момента
v	коэффициент неравномерности касательных напряжений в сечении
у	расстояние от центра тяжести сечения элемента в сторону эксцентри
ситета до сжатого его края; расстояние от оси продольной стены до
оси, проходящей через центр тяжести сечения стен в плане
282
УЬ> УЬ расстояния от центра тяжести элемента прямоугольного сечения до
его края в сторону эксцентриситета, соответственно сторонам, при
косом внецентренном сжатии
а	упругая характеристика кладки;
as^	упругая характеристика кладки с сетчатым армированием
коэффициент линейного расширения кладки
ар а2	упругие характеристики слоев кладки в многослойной стене и соот-
ветственно их толщины
ус	коэффициент условий работы кладки
Ycs	коэффициент условий работы арматуры
уг	коэффициент условий работы кладки при расчете по раскрытию трещин
коэффициент условий работы сетчатой арматуры при расчете кладки
в стадии оттаивания
kj гибкость элементов соответственно прямоугольного сечения и сече-
ния произвольной формы
A-hlc> fy)2c гибкости сжатой части элементов в сечениях с максимальными изги-
бающими моментами
jU	процент армирования сетчатой арматурой кладки по объему; процент
армирования по вертикальному сечению стены; коэффициент трения;
v	коэффициент, учитывающий влияние ползучести кладки
коэффициент, зависящий от материала кладки и места приложения
нагрузки
Ф	коэффициент продольного изгиба
Фс	коэффициент продольного изгиба сжатой части сечения элемента
Ф1	коэффициент продольного изгиба при внецентренном сжатии элемента
коэффициент полноты эпюры давления от местной нагрузки
Глава 4. Металлические конструкции
4.1.	Металлические конструкции
4.1.1.	Общие сведения
Приводимые в настоящем справочнике нормы следует соблюдать при проек-
।провании стальных строительных конструкций зданий и сооружений различного
и * шачения, кроме стальных конструкций мостов, транспортных тоннелей и труб
пид насыпями, при проектировании которых необходимо пользоваться соответст-
н v кицими нормативными документами.
При проектировании стальных конструкций, находящихся в особых условиях
« плуатации (например, конструкций доменных печей, магистральных и техноло-
мгнч ких трубопроводов, резервуаров специального назначения, конструкций зда-
нии, подвергающихся сейсмическим, интенсивным температурным воздействиям
нт поздействиям агрессивных сред, конструкций морских гидротехнических со-
283
оружений), конструкций уникальных зданий и сооружений, а также специальных
видов конструкций (например, предварительно напряженных, пространственных,
висячих) следует соблюдать дополнительные требования, отражающие особеннос-
ти работы этих конструкций, предусмотренные соответствующими нормативными
документами.
Стальные конструкции и их расчет должны удовлетворять требованиям
ГОСТ 27751-88 «Надежность строительных конструкций и оснований. Основ-
ные положения по расчету» и СТ СЭВ 3972-83 «Надежность строительных
конструкций и оснований. Конструкции стальные. Основные положения по
расчету».
Расчетные схемы и основные предпосылки расчета должны отражать дейст-
вительные условия работы стальных конструкций.
Стальные конструкции следует, как правило, рассчитывать как единые про-
странственные системы.
При разделении единых пространственных систем на отдельные плоские
конструкции следует учитывать взаимодействие элементов между собой и с осно-
ванием.
Расчет стальных конструкций следует, как правило, выполнять с учетом не-
упругих деформаций стали.
Для статически неопределимых конструкций, методика расчета которых
с учетом неупругих деформаций стали не разработана, расчетные усилия (из-
гибающие и крутящие моменты, продольные и поперечные силы) следует оп-
ределять в предположении упругих деформаций стали по недеформированной
схеме.
Элементы стальных конструкций должны иметь минимальные сечения, удов-
летворяющие требованиям настоящих норм с учетом сортамента на прокат и тру-
бы. В составных сечениях, устанавливаемых расчетом, недонапряжение не долж-
но превышать 5 %.
4.2.	Материалы для конструкций и соединений
В зависимости от степени ответственности конструкций зданий и сооруже-
ний, а также от условий их эксплуатации все конструкции разделяются на четыре
группы. Стали для стальных конструкций зданий и сооружений следует прини-
мать по табл. 4.40.
Стали для конструкций, возводимых в климатических районах 12, П2
и II3, но эксплуатируемых в отапливаемых помещениях, следует принимать как
для климатического района П4 согласно табл. 4.40, за исключением стали С245
и С275 для конструкции группы 2.
Для фланцевых соединений и рамных узлов следует применять прокат по ТУ
14-1-4431-88.
Для сварки стальных конструкций следует применять: электроды для ручной
дуговой сварки по ГОСТ 9467-75*; сварочную проволоку по ГОСТ 2246-70*; флю-
сы по ГОСТ 9087-81*; углекислый газ по ГОСТ 8050-85.
Применяемые сварочные материалы и технология сварки должны обеспе-
чивать значение временного сопротивления металла шва не ниже нормативно-
284
го значения временного сопротивления Run основного металла, а также значе-
ния твердости, ударной вязкости и относительного удлинения металла свар-
ных соединений, установленные соответствующими нормативными докумен-
тами.
Отливки (опорные части и т. п.) для стальных конструкций следует проектиро-
вать из углеродистой стали марок 15Л, 25Л, 35Л и 45Л, удовлетворяющей требовани-
ям для групп отливок II или III по ГОСТ 977-75*, а также из серого чугуна марок
СЧ15, СЧ20, СЧ25 и СЧЗО, удовлетворяющего требованиям ГОСТ 1412-85.
Для болтовых соединений следует применять стальные болты и гайки, удов-
летворяющие требованиям ГОСТ 1759.0-87*, ГОСТ 1759.4-87* и ГОСТ 1759.5-87*,
и шайбы, удовлетворяющие требованиям ГОСТ 18123-82*.
Болты следует назначать по табл. 4.49 и ГОСТ 15589-70*, ГОСТ 15591-70*,
ГОСТ 7796-70*, ГОСТ 7798-70*, а при ограничении деформаций соединений — по
ГОСТ 7805-70*.
Гайки следует применять по ГОСТ 5915-70*: для болтов классов прочности
4.6, 4.8, 5.6 и 5.8 — гайки класса прочности 4; для болтов классов прочности 6.6
и 8.8 — гайки классов прочности соответственно 5 и 6, для болтов класса прочно-
сти 10.9 — гайки класса прочности 8.
Шайбы следует применять: круглые по ГОСТ 11371-78*, косые по ГОСТ 10906-78*
и пружинные нормальные по ГОСТ 6402-70*.
Выбор марок стали для фундаментных болтов следует производить по
ГОСТ 24379.0-80, а их конструкцию и размеры принимать по ГОСТ 24379.1-80*.
Болты (U-образные) для крепления оттяжек антенных сооружений связи
а также U-образные и фундаментные болты опор воздушных линий электропере-
дачи и распределительных устройств следует применять из стали марок: 09Г2С-8
и 10Г2С1-8 по ГОСТ 19281-73* с дополнительным требованием по ударной вязкос-
ти при температуре минус 60 °C не менее 30 Дж/см2 (3 кгс* м/см2) в климатичес-
ком районе 1|; 09Г2С-6 и 10Г2С1-6 по ГОСТ 19281-73* в климатических райо-
нах 12, П2 и П3; ВСтЗсп2 по ГОСТ 380-71* (с 1990 г. СтЗсп2-1 по ГОСТ 535-88) во
всех остальных климатических районах.
Гайки для фундаментных и U-образных болтов следует применять: для бол-
тов из стали марок ВСтЗсп2 и 20 — класса прочности 4 по ГОСТ 1759.5-87*;
для болтов из стали марок 09Г2С и 10Г2С1 — класса прочности не ниже 5 по
ГОСТ 1759.5-87*. Допускается применять гайки из марок стали, принимаемых для
болтов.
Гайки для фундаментных и U-образных болтов диаметром менее 48 мм
следует применять по ГОСТ 5915-70*, для болтов диаметром более 48 мм —
по ГОСТ 10605-72*.
Высокопрочные болты следует применять по ГОСТ 22353-77*, ГОСТ 22356-77*
и ТУ 14-4-1345-85; гайки и шайбы к ним — по.ГОСТ 22354-77* и ГОСТ 22355-77*.
Для несущих элементов висячих покрытий, оттяжек опор ВЛ и ОРУ, мачт
и башен, а также напрягаемых элементов в предварительно напряженных конст-
рукциях следует применять: канаты спиральные по ГОСТ 3062-80*; ГОСТ 3063-80*,
ГОСТ 3064-80*; канаты двойной свивки по ГОСТ 3066-80*; ГОСТ 3067-74*;
ГОСТ 3068-74*; ГОСТ 3081-80*; ГОСТ 7669-80*; ГОСТ 14954-80*; канаты закры-
тые несущие по ГОСТ 3090-73*; ГОСТ 18900-73* ГОСТ 18901-73*; ГОСТ 18902-73*;
ГОСТ 7675-73*; ГОСТ 7676-73*; пучки и пряди параллельных проволок, формиру-
емых из канатной проволоки, удовлетворяющей требованиям ГОСТ 7372-79*.
285
4.3.	Расчетные характеристики материалов и соединений
Расчетные сопротивления проката, гнутых профилей и труб для различных видов
напряженных состояний следует определять по формулам, приведенным в табл. 4.1.
Расчетные сопротивления проката и труб
Таблица 4.1
Напряженное состояние •	Условное обозначение	Расчетные сопротивления проката и труб
Растяжение, -j По пределу текучести	r_. Ry.	= Ryt/Ym
сжатие и изгиб	По временному сопротивлению	Г Ru	
Сдвиг		Д5=0,58уу„,
Смятие торцевой поверхности		
(при наличии пригонки)	RP .	&р ~ *и>/Ym
Смятие местное в цилиндрических шарнирах		
(цапфах) при плотном касании	Rlp	&lp ~	8т
Диаметральное сжатие катков (при свободном касании		
в конструкциях с ограниченной подвижностью)	&cd	Rcd^O,t)25Ru/r>„
Растяжение в направлении толщины проката (до 60 мм)	Rib	R'b ~
Примечание: обозначение, принятое в табл. 4.1:
Ym — коэффициент надежности по материалу, определяемый в соответствии с табл. 4.2.
Значения коэффициентов надежности по материалу проката, гнутых профи-
лей и труб следует принимать по табл. 4.2.
Таблица 4.2
Значения коэффициентов надежности по материалу проката,
гнутых профилей и труб
Государственный стандарт или технические условия на прокат	коэффициент надежности по материалу ут
ГОСТ 27772-88 (кроме сталей С59О, С59ОК); ТУ 14-1-3023-80 (для круга, квадрата, полосы)	1,025
ГОСТ 27772-88 (стали С590, С590К); ГОСТ 380-71** (для круга и квадрата размерами, отсутствующими в ТУ 14-1-3023-80); ГОСТ 19281-73* [для круга и квадрата с пределом текучести до 380 МПа (39 кгс/мм2) и размерами, отсутствующими в ТУ 14-1-3023-80]; ГОСТ 10705-80*; ГОСТ 10706-76*	1,050
ГОСТ 19281-73* [для круга и квадрата с пределом текучести свыше 380 МПа (39 кгс/мм2) и размерами, отсутствующими в ТУ 14-1-3023-80]; ГОСТ 8731-87; ТУ 14-3-567-76	1,100
Расчетные сопротивления при растяжении, сжатии и изгибе листового, широко-
полосного универсального и фасонного проката приведены в табл. 4.41, труб —
в табл. 4.42. Расчетные сопротивления гнутых профилей следует принимать равными
286
расчетным сопротивлениям листового проката, из которого они изготовлены, при
этом допускается учитывать упрочнение стали листового проката в зоне гиба.
Расчетные сопротивления круглого, квадратного и полосового проката следует
определять по табл. 4.1, принимая значения Ryfl и Run равными соответственно пре-
делу текучести и временному сопротивлению по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380-71**
(с 1990 г. ГОСТ 535-88) и ГОСТ 19281-73*.
Расчетные сопротивления проката смятию торцевой поверхности, местному
смятию в цилиндрических шарнирах и диаметральному сжатию катков приведены
в табл. 4.44.
Расчетные сопротивления отливок из углеродистой стали и серого чугуна
следует принимать по табл. 4.46 и 4.47.
Расчетные сопротивления-сварных соединений для различных видов соедине-
ний и напряженных состояний следует определять по формулам, приведенным
в табл. 4.3.
Расчетные сопротивления сварных соединений
Таблица 4.3
Сварные соединения	Напряженное состояние		Услов- ное обо- значение	Расчетные сопро- тивления сварных соединений
Стыковые	Сжатие. Растяжение и изгиб при автоматической, полуав- томатической или ручной сварке с физическим контро- лем качества швов	По пределу текучести По времен- ному сопро- тивлению	р р	Rwy ~ Ry р = р iXwu и
	 С угловы- ми швами	Растяжение и изгиб при авто- матической, полуавтоматичес- кой или ручной сварке 	Сдвиг	 Срез (условный)	По пределу текучести	р	Rwy=0,S5Ry
		По металлу шва По металлу гра- ницы сплавления	1 OS	О'	_ RWs= R-s	 Rwf= 0,55 Rwurf Ywm Rwz = ®f45Run
Примечания:
I. Для швов, выполняемых ручной сваркой, значения Rvntn следует принимать равными значе-
ниям временного сопротивления разрыву металла шва, указанным в ГОСТ 9467-75*.
Для швов, выполняемых автоматической или полуавтоматической сваркой, значение Rwttn
следует принимать по табл. 4.4 настоящих норм,
L Значения коэффициента надежности по материалу шва следует принимать равными:
1,25 — при значениях Rwl.„ не более 490 МПа (5 000 кгс/см2); 1.35 — при значениях Rwun
590 МПа (6 000 кгс/см2) и более.
Расчетные сопротивления стыковых соединений элементов из сталей с раз-
ными нормативными сопротивлениями следует принимать как для стыковых со-
t хинений из стали с меньшим значением нормативного сопротивления.
Расчетные сопротивления металла швов сварных соединений с угловыми шва-
ми приведены в табл. 4.48.
287
Расчетные сопротивления одноболтовых соединений следует определять по
формулам, приведенным в табл. 4.5.
Расчетные сопротивления срезу и растяжению болтов приведены в табл. 4.50,
смятию элементов, соединяемых болтами, — в табл. 4.51.
Расчетное сопротивление растяжению фундаментных болтов R^a следует оп-
ределять по формуле:
^й=0,5Я.	(4.1)
Расчетное сопротивление растяжению U-образных болтов R^, следует опре-
делять по формуле:
Rh„ = 0,45Ли„.	(4.2)
Расчетные сопротивления растяжению фундаментных болтов приведены
в табл. 4.52.
Расчетное сопротивление растяжению высокопрочных болтов R^ следует оп-
ределять по формуле:
&ьь= WR-butt*	(4-3)
где Rfan — наименьшее временное сопротивление болта разрыву, принимаемое по
табл. 4.53.
Расчетное сопротивление растяжению высокопрочной стальной проволоки R^,
применяемой в виде пучков или прядей, следует определять по формуле:
Rdb = 0,63Я„„.	(4.4)
Значение расчетного сопротивления (усилия) растяжению стального каната
следует принимать равным значению разрывного усилия каната в целом, установ-
ленному государственными стандартами или техническими условиями на стальные
канаты, деленному на коэффициент надежности ут = 1,6.
Таблица 4.4
Значения нормативного сопротивления металла шва Rwun
* Марки проволоки (по ГОСТ 2246-70*) для авто- j	матической или полуавтоматической сварки	!	
1 под флюсом	в углекислом газе	1
'(ГОСТ 9087-81»)	(по ГОСТ 8050-85)или в его смеси
1	с аргоном (по ГОСТ 10157-79*) '
! Св-08, Св-08Л	— ,
Св-08ГА	
Св-ЮГА	Св-08Г2С
Св-ЮНМА, Св-10Г2	Св-08Г2С*
Св-09ХН2ГМЮ;	Св-10ХГ2СМА;	>
Св-08Х1ДЮ	Св-08ХГ2ДЮ	1
Марки порош- I Значении нор- ;
кобой проволоки । мативного со- I
(по ГОСТ 26271-84) 'противления ме-
талла шва
______	' МПа (кгс/см2)
7TZ - _d I410 Н20°)
Т " Г J 450 (460°) L !
ПП-АН8, ПП-АНЗ] J90 (5000)__1
________590 (6000)
-	[ 685 (7000) ” ।
Примечание: * при сварке проволокой Св-08Г2С значения 7?^,. следует принимать равным
590 МПа (6000 кге/ см2) только для угловых швов с катетом 8 мм в конструкциях из ст а
ли с пределом текучести 440 МПа (4500 кгс/см2) и более.
288
Таблица 4.5
Расчетные сопротивления одноболтовых соединений
Пипный справочник проектировщика 289
Напряженное состояние	Условное обозначение	Расчетные сопротивления одноболтов!		>ix соединений
		срезу и растяжению болтов класса		смятию соединяемых элементов из стали с пределом текучести до 440 МПа
		4.6; 5.6; 6.6	4.8; 5.8	!	8.8; 10.9	(4500 кгс/см2)
Срез	&Ь$	|_V 0,38Х*„и	&bs ^Rjfun j Rfc 0,41?^м	—
Растяжение	Rbt	^bt s =	j &bt ~ ^^bun	—
Смятие а)	болты класса точности А б)	болты класса В и С	Rbp	—-	1 1	• (0,6 + 340 R^/E) Run _
Примечание: допускается применять высокопрочные болты без регулируемого натяжения из стали марки 40Х «селект», при этом расчетные сопротивления
и Rfo следует определять как для болтов класса 10.9, а расчетное сопротивление как для болтов класса точности Б и С. Высокопрочные болты по ТУ 14-4-1345-85
допускается применять только при их работе на растяжение.
При расчете конструкций и соединений следует учитывать:
коэффициенты надежности по назначению ум? принимаемые согласно «Пра-
вилам учета степени ответственности зданий и сооружений при проектировании
конструкций »;
коэффициент надежности уи = 1,3 для элементов конструкций, рассчитывае-
мых на прочность с использованием расчетных сопротивлений Ru;
коэффициенты условий работы ус и коэффициенты условий работы соедине-
ния у^, принимаемые по табл. 4.6 и разделам настоящей главы справочника по
проектированию зданий, сооружений и конструкций.
Коэффициенты условий работы соединения у	Табл. 4.6
Элементы конструкций	Коэффициенты
	условий работы ус
1	2 . -
1. Сплошные балки и сжатые элементы ферм перекрытий под залами те- атров, клубов, кинотеатров, под трибунами, под помещениями магазинов,	
книгохранилищ и архивов и т. п. при весе перекрытий, равном или боль- шем временной нагрузки	0,9
2. Колонны общественных зданий и опор водонапорных башен	0,95
3. Сжатые основные элементы (кроме опорных) решетки составного тав- рового сечения из уголков сварных ферм покрытий и перекрытий (напри- мер, стропильных и аналогичных им ферм) при гибкости X. > 60	0,8
4. Сплошные балки при расчетах на общую устойчивость при < 1,0	0,95
5. Затяжки, тяги, оттяжки, подвески, выполненные из прокатной стали	0,9
6. Элементы стержневых конструкций покрытий и перекрытий: а) сжатые (за исключением замкнутых трубчатых сечений) при расчетах на устойчивость	0,95
б) растянутых в сварных конструкциях в) растянутые, сжатые, а также стыковые накладки в болтовых конструк- циях (кроме конструкций на высокопрочных болтах) из стали с пределом текучести до 440 МПа (4500 кгс/см2), несущих статическую нагрузку, при	0,95
расчетах на прочность	1,05
7. Сплошные составные балки, колонны, а также стыковые накладки из стали с пределом текучести до 440 МПа (4500 кгс/см2), несущие статичес-	
кую нагрузку и выполненные с помощью болтовых соединений (кроме сое- динений на высокопрочных болтах), при расчетах на прочность	1,1
8. Сечения прокатных и сварных элементов, а также накладок из стали с пределом текучести до 440 МПа (4500 кгс/см2) в местах стыков, выполнен- ных на болтах (кроме стыков на высокопрочных болтах), несущих статичес-	
кую нагрузку, при расчетах на прочность: а) сплошных балок и колонн	1,1
б) стержневых конструкций и перекрытий	1,05
9. Сжатые элементы решетки пространственных решетчатых конструкций из одиночных равнополочных (прикрепляемых большей полкой) уголков: а) прикрепляемые непосредственно к поясам одной полкой сварными	
швами либо двумя болтами и более, поставленными вдоль уголка:	
290
____________________________1_________________________
раскосы по рис. 4.9, а
: распорки по рис. 4.9, б, в
раскосы по рис. 4.9, в, г, д
16) прикрепляемые непосредственно к поясам одной полкой, одним болтом
(кроме указанных в поз. 9в настоящей таблицы), а также прикрепляемые
через фасонку независимо от вида соединения
и) при сложной перекрестной решетке с одноболтовыми соединениями
по рис. 4.9,^_________________________________
К). Сжатые элементы из одиночных уголков, прикрепляемые одной полкой
I (для неравнополочных уголков только меньшей полкой), за исключением
>лементов конструкций, указанных в поз. 9 настоящей таблицы, раскосов
по рис. 4.9, б, прикрепляемых непосредственно к поясам сварными швами
либо двумя болтами и более, поставленными вдоль уголка, и плоских ферм
из одиночных уголков
II. Опорные плиты из стали с пределом текучести до 285 МПа
(2900 кгс/см^), несущие статическую нагрузку, толщиной, мм:
I а) до 40
6) свыше 40 до 60
и) свыше 60 до 80
0,9
0,9
0,8
0,75
0,7
0,75
1,2
1,15
1,1
Примечания:
I. Коэффициенты условий работы ус < 1 при расчете одновременно учитывать не следует.
2, Коэффициенты условий работы, приведенные соответственно в поз. 1 и 6в; 1 и 7; 1 и 8; 2 и 7;
2 и 8а; 3 и 6в, при расчете следует учитывать одновременно.
I. Коэффициенты условий работы, приведенные в поз. 3; 4; 6а, 6в; 7; 8; 9 и 10, а также в поз.
5 и 66 (кроме стыковых сварных соединений), при расчете соединений рассматриваемых
элементов учитывать не следует.
•I. В случаях, не оговоренных в настоящих нормах, в формулах следует принимать ус = 1.
4.4. Расчет элементов стальных конструкций на осевые
силы и изгиб
4.4.1.	Центрально-растянутые и центрально-сжатые элементы
Расчет на прочность элементов, подверженных центральному растяжению
nut сжатию силой Nследует выполнять по формуле:
N/An< RyYc.
(4.5)
Расчет на прочность сечений в местах крепления растянутых элементов из
•мнпочных уголков, прикрепляемых одной полкой болтами, следует выполнять по
•(•"рмулам (4.5) и (4.6).
Расчет на прочность растянутых элементов конструкций из стали с соотно-
си ином Ru/yu > Ry, эксплуатация которых возможна и после достижения метал-
•нм предела текучести, следует выполнять по формуле:
291
М/Ап < RttYc/Yw
(4.6)
Расчет на устойчивость сплошностенчатых элементов, подверженных цент-
ральному сжатию силой N, следует выполнять по формуле:
N/<pA<RyYc.	(4.7)
Значения_<р следует определять по формулам:
при 0 < Л < 2,5:
(
0,073-5,53
(4-8)
при 2,5 < Л < 4,5:
при Л > 4,5:
Ф = ЗЗУ(Л2(51-Л)),
Численные значения ф приведены в табл. 4.65.
(4.9)
(4.Ю)
Стержни из одиночных уголков должны рассчитываться на центральное сжа-
тие в соответствии с требованиями настоящей главы.
Сжатые элементы со сплошными стенками открытого П-образного сечения
при < ЗЛу, где Лх и Лу — расчетные гибкости элемента в плоскостях, перпендику-
лярных осям соответственно х—х и у—у (рис. 4.1), рекомендуется укреплять план-
ками или решеткой, при этом должны быть выполнены требования настоящего па-
раграфа (см. ниже).
При отсутствии планок или решетки такие элементы помимо расчета по фор-
муле (4.7) следует проверять на устойчивость при изгибно-крутильной форме по-
тери устойчивости по формуле:
Л7
(4.Н)
где фу — коэффициент продольного изгиба, вычисляемый согласно указанным вы
ше требованиям (см. формулы (4.8)—(4.10));
с — коэффициент, определяемый по формуле:
2
с =---р===
1+5 + (1-5)2+^
V U
где 5 =^; ц =-^+0,156-^/
ц J h Ah' у
(4.12)
292
a = ax/h — относительное расстояние между центром тяжести и центром изгиба.
* у	у
Рис. 4.1. П-образные сечения элементов:
а — открытое; б, в — укрепленное планками или решетками
J_ + J	-	]	,
Здесь р = —j^+a2; J, =-Zbitl3;
Ап	3
lw — секториальный момент инерции сечения;
bj и 1г — соответственно ширина и толщина прямоугольных элементов, составляю-
щих сечение.
Для сечения, приведенного на рис. 4.1, а, значения Jw/Jyh2t Jt/Ah2 и а долж-
ны определяться по формулам:
4 . 39 + 2р . J,	40+р)
Jyh2 (6 + ^’ Ah2 ’	(2+p)(6 + P)
(4.13)
где р = b/h.
Для составных сжатых стержней, ветви которых соединены планками или
решетками, коэффициент <у> относительно свободной оси (перпендикулярной плос-
1ШСТИ планок или решеток) должен определяться по формулам (4.8) — (4.10) с за-
меной в них Л на Лгу. Значение Л^у следует определять в зависимости от значений
приведенных в табл. 4.7.
293
Приведенные гибкости A ej составных стержней сквозного сечения
294
Табл. 4.7
Тип сечения	Схема сечения	Приведенные гибкости Л е[ составных стержней сквозного сечения		
		с планками при		с решетками
1		hl/W < 5	Ш*) > 5	я	1 я "2	^4 Ае/ ~ J\ai ~7~ (20)
		а^=7а>+0’82Л12(1+и) (14)	+ л, (V)	
2		Л =	+ 0,82 [л/ (1 + л,) + Л? (1 + л,)] (15)	ЛчГ = 7а2 + Л12 + Л12 (18)	Л =	1 * V	ли (21)
3	п 1 Г®к I 1 Чд 1 L .	. i	= 7л1+ 0,82^(14-Зл,) (16)	=7л!+1,ЗЛ,’ (19)	= 1л2+— (22)
Примечание:
1.	Обозначения принятые в табл. 4.7:
b — расстояние между осями ветвей; / — расстояние между центрами планок; Л — наибольшая гибкость всего стержня; Лр Аз, A3 — гибкость отдельных
ветвей при изгибе их в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1—1, 2—2 и 3—3, на участках между приваренными планками (в свету) или
между центрами крайних болтов; А — площадь сечения всего стержня; и А^ — площади сечений раскосов решеток (при крестовой решетке — двух
раскосов), лежащих в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1—1 и 2—2; А^ — площадь сечения раскоса решетки (при крестовой решет-
ке — двух раскосов), лежащей в плоскости одной грани (для трехгранного равностороннего стержня); eq и oq — коэффициенты, определяемые по фор-
муле а = 10 а3/(/?2/), где a, b, I — размеры, определяемые по рис. 4.2; п, п^, Щ — коэффициенты, определяемые соответственно по формулам:
п - МАЦУ, «I = h2b/(My, »2 = W(W); "J = ШЛ
здесь и Д3 — моменты инерции сечения ветвей относительно осей соответственно 1—1 и 3—3 (для сечений типов 1 и 3); fa и fa — то же, двух уголков от-
носительно осей соответственно 1—1 и 2—2 —для сечения типа 2); Js — момент инерции сечения одной планки относительно собственной оси х—х (рис. 3);
Л1 и 1$2 ~~ моменты инерции сечения одной из планок, лежащих в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1—1 и 2—2 (для сечения типа 2).
В составных стержнях с решетками помимо расчета на устойчивость стержня
в целом следует проверять устойчивость отдельных ветвей па участках между уз-
лами.
Гибкость отдельных ветвей Л2 и Л3 на участке между планками должна
быть не более 40.
При наличии в одной из плоскостей сплошного листа вместо планок
(рис. 4.1, б, в) гибкость ветви должна вычисляться по радиусу инерции полусече-
ния относительно его оси, перпендикулярной плоскости планок.
В составных стержнях с решетками гибкость отдельных ветней между узлами
должна быть не более 80 и не должна превышать приведенную гибкость стерж-
ня в целом. Допускается принимать более высокие значения гибкости ветвей, но
не более 120, при условии, что расчет таких стержней выполнен по деформиро-
ванной схеме.
Расчет составных элементов из уголков, швеллеров и т. п., соединенных
вплотную или через прокладки, следует выполнять как расчет сплошностенчатых
при условии, что наибольшие расстояния па участках между приваренными план-
ками (в свету) или между центрами крайних болтов не превышают:
для сжатых элементов — 40/;
для растянутых элементов — 80/.
Здесь радиус инерции / уголка или швеллера следует принимать для тавро-
вых или двутавровых сечений относительно оси, параллельной плоскости распо-
ложения прокладок, а для крестовых сечений — минимальный.
• При этом в пределах длины сжатого элемента следует ставить не менее двух
прокладок.
Расчет соединительных элементов (планок, решеток) сжатых составных
стержней должен выполняться на условную поперечную силу Qjic1 принимаемую
постоянной по всей длине стержня и определяемую по формуле:
Qfic = 7,15 • ПН (233О-Е/Л0Ш	(4.14)
где N — продольное усилие в составном стержне;
ip — коэффициент продольного изгиба, принимаемый для составного стержня
в плоскости соединительных элементов.
Рис. 4.2. Параметры раскосной решетки
295
Условную поперечную силу Qfic следует распределять:
при наличии только соединительных планок (решеток) поровну между план-
ками (решетками), лежащими в плоскостях, перпендикулярных оси, относительно
которой производится проверка устойчивости;
при наличии сплошного листа и соединительных планок (решеток) — попо-
лам между листом и планками (решетками), лежащими в плоскостях, параллель-
ных листу;
при расчете равносторонних трехгранных составных стержней условная по-
перечная сила, приходящаяся на систему соединительных элементов, расположен-
ных в одной плоскости, должна приниматься равной 0,82у/с.
Расчет соединительных планок и их прикрепления (рис. 4.3) должен выпол-
няться как расчет элементов безраскосных ферм на:
силу F, срезывающую планку, по формуле:
F = Q, 1/Ъ
момент М], изгибающий планку в ее плоскости, по формуле:
Mi = Q,l/2
(4-15)
(4.16)
где Qs — условная поперечная сила, приходящаяся на планку одной грани.
Рис. 4.3; Составной стержень на планках
Расчет соединительных решеток должен выполняться как расчет решеток
ферм. При расчете перекрестных раскосов крестовой решетки с распорками
(рис. 4.4) следует учитывать дополнительное усилие возникающее в каждом
раскосе от обжатия поясов и определяемое по формуле:
N. = aN—,
А
(4.17)
где N — усилие в одной ветви стержня; А — площадь сечения одной ветви; Aj —
площадь сечения одного раскоса; а — коэффициент, определяемый по формуле:
а = al1/ (а^=2№)
(4.18)
где а, / и b — размеры, указанные на рис. 4.4.
296
Рис. 4.4. Параметры крестовой решетки с распорками
Расчет стержней, предназначенных для уменьшения расчетной длины сжа-
тых элементов, должен выполняться на усилие, равное условной поперечной силе
и основном сжатом элементе, определяемой по формуле (4.14).
4.4.2.	Изгибаемые элементы
Расчет на прочность элементов (кроме балок с гибкой стенкой, с перфориро-
ванной стенкой и подкрановых балок), изгибаемых в одной из главных плоскостей,
следует выполнять по формуле:
(4Л9)
Значение касательных напряжений т в сечениях изгибаемых элементов долж-
ны удовлетворять условию:
Т= QS/h< RsYc-
(4-20)
При наличии ослабления стенки отверстиями для болтов значения т в форму-
ле (4.20) следует умножать на коэффициент а, определяемый по формуле:
а = </(« “ d),
(4.21)
। д<* а — шаг отверстий; d — диаметр отверстия.
Для расчета на прочность стенки балки в местах приложения нагрузки
г верхнему поясу, а также в опорных сечениях балки, не укрепленных ребрами
нтеткости, следует определять местное напряжение Oioc по формуле:
а, = — < R у	(4.22)
IOC . j	у < С	'	'
Uef
• п Р — расчетное значение нагрузки (силы);
1 , условная длина распределения нагрузки, определяемая в зависимости от ус-
• 'инй опирания; для случая опирания по рис. 4.5:
lef=b+2tfi	(4.23)
• •• 1( — толщина верхнего пояса балки, если нижняя балка сварная (рис. 4.5, а),
hi расстояние от наружной грани полки до начала внутреннего закругления
•г ни и, если нижняя балка прокатная (рис.4.5, б).
297
Рис. 4.5. Определение длины распределения нагрузки на балку:
а — сварная балка; б — прокатная балка
Для стенок балок, рассчитываемых по формуле (4.19), должны выполняться
условия:
>/ах2-стха>,+а/+Зтч,2 < l,15Rjfc-, < Rsyc, (4.24)
где ох = у — нормальные напряжения в срединной плоскости стенки, па
раллельные оси балки;
сгу — то же, перпендикулярные оси балки, в том числе <7/0С, определяемое по фор
муле (4.22);
тху — касательное напряжение, вычисляемое по формуле (4.20) с учетом форму
лы (4.21).
Напряжения ах и сгу, принимаемые в формуле (4.24) со своими знаками,
а также тху следует определять в одной и той же точке балки.
Расчет на устойчивость балок двутаврового сечения, изгибаемых в плоскости
стенки, следует выполнять по формуле:
(4.2^1
M/(g>bWc) < RyYc
298
где Wc — следует определять для сжатого пояса; — коэффициент, определяе-
мый в соответствии с п. 4.15.3.
При определении значения ср^ за расчетную длину балки следует прини-
мать расстояние между точками закреплений сжатого пояса от поперечных сме-
щений (узлами продольных или поперечных связей, точками крепления жесткого
настила); при отсутствии связей lef = I (где I — пролет балки) за расчетную длину
консоли следует принимать: lef = I при отсутствии закрепления сжатого пояса на
конце консоли в горизонтальной плоскости (здесь / — длина консоли); расстоя-
ние между точками закреплений сжатого пояса в горизонтальной плоскости при
закреплении пояса на конце и по длине консоли.
Устойчивость балок не требуется проверять:
а)	при передаче нагрузки через сплошной жесткий настил, непрерывно опи-
рающийся на сжатый пояс балки и надежно с ним связанный (плиты железобе-
тонные из тяжелого, легкого и ячеистого бетона, плоский и профилированный ме-
таллический настил, волнистую сталь и т. п.);
б)	при отношении расчетной длины балки lef к ширине сжатого пояса Ь,
не превышающем значений, определяемых по формулам табл. 4.8 для балок
симметричного двутаврового сечения и с более развитым сжатым поясом,
для которых ширина растянутого пояса составляет не менее 0,75 ширины сжа-
того пояса.
Табл. 4.8
Наибольшие значения lef/b для расчета на устойчивость балок
Место приложения
нагрузки
Наибольшие значения lef/bt при которых не требуется расчет на ус- I
тойчивость прокатных и сварных балок (при 1 < h/b < 6 и 15 < b/t < 35)
К верхнему поясу 1	II	0,35 + 0,0032—+ \ 0,76-0,02—\— Г 1	t)h_		
К нижнему поясу	ь	0,57 + 0,0032- + (0,92 - 0,02-\- Г 1	t)h_	Ж <w)
Независимо от уров- ни приложения на- ।рузки при расчете участка балки меж- ду связями или при '1 истом изгибе	b	0,41 + 0,0032- + f0,73-0,02— / V	t)h	/Д it!"
Примечания:
I (обозначения, принятые в таблице 4.8:
bat — соответственно ширина и толщина сжатого пояса;
/• — расстояние (высота) между осями поясных листов.
• Для балок с поясными соединениями на высокопрочных болтах значения lef/b, получае-
мые по формулам таблицы 4.8, следует умножать на коэффициент 1,2.
» Для балок с отношением b/t < 15 в формулах таблицы 4.8 следует принимать b/t = 15.
299
Закрепление сжатого пояса в горизонтальной плоскости должно быть рас-
считано на фактическую или условную поперечную силу. При этом условную по-
перечную силу следует определять:
при закреплении в отдельных точках по формуле (4.14), в которой <р следует
определять при гибкости Л = lef/i (здесь i — радиус инерции сечения сжатого по-
яса в горизонтальной плоскости), a /V следует вычислять по формуле:
N = (Af + 0,25А^)/?у;	(4.29)
при непрерывном закреплении по формуле:
4fic = ЩЛ	(4-30)
где qfic — условная поперечная сила на единицу длины пояса балки;
— условная поперечная сила, определяемая по формуле (4.14), в которой сле-
дует принимать (р = 1, a N — определять по формуле (4.29).
Расчет на прочность элементов, изгибаемых в двух главных плоскостях, следу-
ет выполнять по формуле
(4.31)
где х и у — координаты рассматриваемой точки сечения относительно главных осей.
В балках, рассчитываемых по формуле (4.31), значения напряжений в стенке
балки должны быть проверены по формулам (4.20) и (4.24) в двух главных плоско-
стях изгиба.
Расчет на прочность разрезных балок сплошного сечения из стали с пределом
текучести до 530 МПа (5400 кгс/см2), несущих статическую нагрузку, следует вы-
полнять с учетом развития пластических деформаций по формулам:
при изгибе в одной'из главных плоскостей при касательных напряжениях т < 0,9/?,
(кроме опорных сечений):
М
(4.32)
при изгибе в двух главных плоскостях при касательных напряжениях т < 0,5/?,
(кроме опорных сечений):
Мх Му
-----------1----------
cW . cW
х хл.тт у yn.min
(4.33)

здесь M, Мх и Му — абсолютные значения изгибающих моментов;
q — коэффициент, определяемый по формулам (4.35) и (4.36);
сх и су — коэффициенты, принимаемые по табл. 4.58.
300
Расчет в опорном сечении балок (при М = 0; Мх = 0 и Му = 0) следует вы-
полнять по формуле:
T=Q/(tb)<RsYc.	(4.34)
При наличии зоны чистого изгиба в формулах (4.32) и (4.33) вместо коэффи-
циентов q, сх и Су следует принимать соответственно:
^1т ~ 0,5(1+с), Схт — 0,5(l+fx), Сут — 0,5(1+су).
При одновременном действии в сечении момента М и поперечной силы Q ко-
эффициент с 1 следует определять по формулам:
прит<0,5Я5 с\ = с;	(4-35)
при 0,5Rt < т < 0,9Л5 q = 1,О50С,	(4.36)
здесь с — коэффициент, принимаемый по табл. 4.58;
/ и h — соответственно толщина и высота стенки; а — коэффициент, равный 0,7 для
двутаврового сечения, изгибаемого в плоскости стенки; а = 0 — для других типов сече-
ний; q — коэффициент, принимаемый не менее единицы и не более коэффициента с.
С целью оптимизации балок при их расчете значения коэффициентов с, сх
и Су в формулах (4.32) и (4.33) допускается принимать меньше значений, приведен-
ных в табл. 4.58, но не менее 1,0.
При наличии ослабления стенки отверстиями для болтов значения касательных
напряжений т следует умножать на коэффициент, определяемый по формуле (4.21).
Расчет на прочность балок переменного сечения с учетом развития пластиче-
ских деформаций следует выполнять только для одного сечения с наиболее небла-
гоприятным сочетанием усилий М и Q; в остальных сечениях учитывать развитие
пластических деформаций не допускается.
Расчет на прочность изгибаемых элементов из стали с пределом текучести до
40 МПа (5400 кгс/см2), воспринимающих динамические, вибрационные или подвиж-
ные нагрузки, допускается выполнять с учетом развития пластических деформаций,
не препятствующих требуемым условиям эксплуатации конструкций и оборудования.
Для обеспечения общей устойчивости балок, рассчитываемых с учетом развития
и ли тических деформаций, необходимо, чтобы наибольшие значения отношений рас-
четной длины балки к ширине сжатого пояса lef/b> определяемые по формулам
। <|6л. 4.8, были уменьшены умножением на коэффициент д = [1 - 0,7(^ — 1)/(с — 1)],
|дгсь 1 < q < с.
В балках, рассчитываемых с учетом развития пластических деформаций,
। ники следует укреплять поперечными ребрами жесткости.
Расчет на прочность неразрезных и защемленных балок постоянного двутав-
1'ицого сечения, изгибаемых в плоскости наибольшей жесткости, со смежными
301
пролетами, отличаюЩимися не более чем на 20 %, несущих статическую нагрузку,
следует выполнясь по формуле (4.32) с учетом перераспределения опорных и про-
летных моментов*
Расчетные значения изгибающего момента М следует определять по формуле:
М аМтах,
(4.38)
где Мтах — наибольший изгибающий момент в пролете или на опоре, определяе-
мый из расчета ^еразрезной балки в предположении упругой работы материала;
а — коэффициент перераспределения моментов, определяемый по формуле:
= 0,5 1 + —*-
\ )
а
(4.39)
здесь Mef — условныя изгибающий момент, равный:
а)	в неразрезных балках со свободно опертыми концами большему из значений
Mef
(4.40)
Mef= Олиг,
(4.41)
где символ max означает, что следует найти максимум всего следующего за ним
выражения; Mj. ~~ изгибающий момент в крайнем пролете, вычисленный как
в свободно оперт°й однопролетной балке; — максимальный изгибающий мо-
мент в промежУточном пролете, вычисленный как в свободно опертой однопро-
летной балке; а ~ расстояние от сечения, в котором действует момент
до крайней опоРы5 1 ~ MMHa крайнего пролета;
б)	в однопролетнЪ1Х и неразрезных балках с защемленными концами М^= 0,5Mj,
Где jVf3 _ наиболыпий из моментов, вычисленных как в балках с шарнирами на
опорах;
в)	в балке с одним защемленным и другим свободно опертым концом значе-
ние Mef следуем определять по формуле (4.40).
Расчетное значение поперечной силы Q в формуле (4.37) следует принимать
в месте действ^ ^тах- Если Afmax — момент в пролете, следует проверить опор-
ное сечение ба>ки-
Расчет на прочность неразрезных и защемленных балок, в случае изгиба в двух
главных плоскостях ПРИ т - следует производить по формуле (4.33) с учетом
перераспределения опорных и пролетных моментов в двух главных плоскостях.
4.4.3. Эл?менты> подверженные действию осевой силы с изгибом
Расчет на прочность внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов по
формуле (4.42) выполнять не требуется при значении приведенного эксцентриси-
тета те[ < 20, отсутствии ослабления сечения и одинаковых значениях изгибаю-
щих моментов, принимаемых в расчетах на прочность и устойчивость.
302
Расчет на прочность внецентренно-сжатых, сжато-изгибаемых, внсцснтрснно-рас-
тянутых и растянуто-изгибаемых элементов из стали с пределом текучести до 530 МПа
(5400 кгс/см2), не подвергающихся непосредственному воздействию динамических на-
грузок, при т< 0,5^ и N/(AnRy) >0,1 следует выполнять по формуле:
--- н------1----—:< /
(4.42)
где N, Мх и Му — абсолютные значения соответственно продольной силы и изги-
бающих моментов при наиболее неблагоприятном их сочетании; и, сх и cv — коэф-
фициенты, принимаемые в соответствии с п. 4.14.
Если N/(AnRy) < 0,1, следует применять формулу (4.42), в прочих случаях
расчет следует выполнять по формуле
N М	Mv
— ± —- У ± —~ X < Ry с	(4.43)
Л 7	7	у	v '
лл и хп	° уп
где х и у — координаты рассматриваемой точки сечения относительно его глав-
ных осей.
Расчет на устойчивость внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов
следует выполнять как в плоскости действия момента (плоская форма потери ус-
тойчивости), так и из плоскости действия момента (изгибно-крутильная форма по-
тери 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/<PeA < Ryyc.	(4.44)
В формуле (4.44) коэффициент уе следует определять:
а)	для сплошностенчатых стержней по табл. 4.67 в зависимости от условной
гибкости и приведенного относительного эксцентриситета тф определяемого по
формуле:
mef = Tjm,	(4.45)
। де q — коэффициент влияния формы сечения, определяемый по табл. 4.66.
»м - eA/Wс — относительный эксцентриситет (здесь е — эксцентриситет; Wc —
момент сопротивления сечения для наиболее сжатого волокна);
б)	для сквозных стержней с решетками или планками, расположенными
и плоскостях, параллельных плоскости изгиба, по табл. 4.68 в зависимости от ус-
иншой приведенной гибкости Л^у (Л^у по табл. 4.7) и относительного эксцентриси-
и i.i ш, определяемого по формуле:
т = е Aa/J,	(4.46)
* и ii — расстояние от главной оси сечения, перпендикулярной плоскости изгиба,
nt и наиболее сжатой ветви, но не менее расстояния до оси стенки ветви.
303
Расчет на устойчивость не требуется для сплошно-стенчатых стержней при
mef > 20 и для сквозных стержней при т > 20, в этих случаях расчет следует вы-
полнять как для изгибаемых Элементов.
Внецентренно-сжатые элементы, выполненные из стали с пределом текучести
свыше 530 МПа (5400 кгс/см2) и имеющие резко несимметричные сечения (типы
сечений 10 и 11 по табл. 4.66), кроме расчета по формуле (4.44), должны быть
проверены на прочность по формуле:
nN/A„ - M/dW^t < Ruy/fu,
(4.47)
A Y.
(4-47)
где значение Wnt следует вычислять для растянутого волокна, а коэффициент д
определять по формуле:
5=1- NA.2/(л2ЕА).	(4.48)
Расчетные значения продольной силы N и изгибающего момента М в элемен-
те следует принимать для одного и того же сочетания нагрузок из расчета систе-
мы по недеформированной схеме в предположении упругих деформаций стали.
При этом значения М следует принимать равными:
для колонн постоянного сечения рамных систем — наибольшему моменту
в пределах длины колонн;
для ступенчатых колонн — наибольшему моменту на длине участка постоян-
ного сечения;
для колонн с одним защемленным, а другим свободным концом — моменту
в заделке, но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины колонны от
заделки;
для сжатых верхних поясов ферм и структурных плит, воспринимающих вне
узловую нагрузку, — наибольшему моменту в пределах средней трети длины па
нелй пояса, определяемому из расчета пояса как упругой неразрезной балки;
для сжатых стержней с шарнирно-опертыми концами и сечениями, имеющи
ми одну ось симметрии, совпадающую с плоскостью изгиба, — моменту, опрсдс
ляемому по формулам табл. 4.9.
Табл. 4.'1
Расчетные значения М при условной гибкости стержня
Относитель- ный эксцент- риситет, со- ответствую- Щии мтах т < 3	Расчетные значения М при условной гибкости стержня Л<4	Л>4 М=М2 = Ммх-(Л/4)(Мтах-М|)!	М-М,
3 < т < 20	М = М2 + (т - 3 У17 X (Мтах - М2) \ М= М} + (т - 3)/ 17 х (Мтах - М
304
Примечания:
1.	Обозначения, принятые в табл. 4.9:
Мтах — наибольший изгибающий момент в пределах длины стержня;
— наибольший изгибающий момент в пределах средней трети длины стержня но не ме-
нее 0,5Мтах;
т — относительный эксцентриситет, определяемый по формуле:
2.	Во всех случаях следует принимать М > 0,5Мтзх.
Для сжатых стержней с шарнирно-опертыми концами и сечениями, имеющи-
ми две оси симметрии, расчетные значения эксцентриситетов mej следует опреде-
лять по табл. 4.69.
Расчет на устойчивость внецентренно-сжатых элементов постоянного сече-
ния из плоскости действия момента при изгибе их в плоскости наибольшей жест-
кости (Jx > Jy), совпадающей с плоскостью симметрии, следует выполнять по
формуле:
(4.49)
где с и (?у — коэффициенты, вычисляемые согласно требованиям настоящего па-
раграфа.
Коэффициент с в формуле (4.49) следует определять: при значениях относи-
тельного эксцентриситета тх < 5 по формуле;
с = p/l-F атх,	(4.50)
где а и р — коэффициенты, принимаемые по табл. 4.10;
Значения коэффициентов а и /3 для сквозных стержней с решетками (или
планками) следует принимать как для замкнутых сечений при наличии не менее
двух промежуточных диафрагм по длине стержня. В противном случае следует
принимать коэффициенты, установленные для стержней открытого двутаврового
< счения:
при значениях относительного эксцентриситета тх > 10 по формуле:
	
(4.51)
। дс — коэффициент, определяемый как для балки с двумя и более закреплени-
ями сжатого пояса; для замкнутых сечений эд = 1,0;
при значениях относительного эксцентриситета 5 < тх < 10 по формуле:
с = £5(2 - 0,2тх) + c10(0,2wx - 1),
(4-52)
।15 определяется по формуле (4.50) при тх = 5, a — по формуле (4.51) при
hl 10.
305
Табл. 4.10
Значения коэффициентов а и Р
306
Примечание: обозначения, принятые в табл. 4.10: Д и fa — моменты инерции соответственно большей и меньшей полок относительно оси симметрии сечения
у—у; фс — значения сру при = Лс = 3,14V T/Ry.
При определении относительного эксцентриситета тх за расчетный момент
Мх следует принимать:
для стержней с шарнирно-опертыми концами, закрепленными от смещения
перпендикулярно плоскости действия момента, — максимальный момент п преде-
лах средней трети длины (но не менее половины наибольшего по длине стержня
момента);
для стержней с одним защемленным, а другим свободным концом — момент
в заделке (но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины стержня от
заделки).
При гибкости Лу>Лс = 3,14VT/Ry коэффициент с не должен превышать:
для стержней замкнутого сечения — единицы;
для стержней двутаврового сечения с двумя осями симметрии — значений,
определяемых по формуле:
/ L V д < 2VA J
(4.53)
где
д = 4р/М; р = (Jx + Jy)/(Ab2)] р = 2 + 0,156 Jt/(Ah2) Jt = 0,433J^3;
здесь b, и ti — соответственно ширина и толщина листов, образующих сечение;
h — расстояние между осями поясов; для двутавровых и тавровых сечений с од-
ной осью симметрии коэффициенты с не должны превышать значений, определяе-
мых по формуле (4.158).
Внецентренно-сжатые элементы, изгибаемые в плоскости наименьшей жест-
кости (Jy < Jx и еу * 0), при Лх > Лу следует рассчитывать по формуле (4.44), а так-
же проверять на устойчивость из плоскости действия момента как центрально-
сжатые стержни по формуле:
(4-54)
где ух — коэффициент, определяемый по формулам (4.8)—(4.10).
При Лх < Лу проверка устойчивости из плоскости действия момента не тре-
буется.
В сквозных внецентренно-сжатых стержнях с решетками, расположенными
и плоскостях, параллельных плоскости изгиба, кроме расчета на устойчивость
। гержня в целом по формуле (4.44) должны быть проверены отдельные ветви как
центрально-сжатые стержни по формуле (4.7).
Продольную силу в каждой ветви следует определять с учетом дополнительно-
|и усилия от момента. Значение этого усилия при изгибе в плоскости, перпендику-
лярной оси у—у (табл. 4.7), должно быть определено по формулам: Nad= M/b —
-мн сечений типов 1 и 3;	= М/2d — для сечения типа 2; для сечения типа 3 при
и и ибо в плоскости, перпендикулярной оси х—х, усилие от момента = 1Д6М/6
I цгеь b — расстояние между осями ветвей).
307
Отдельные ветви внецентренно-сжатых сквозных стержней с планками сле-
дует проверять на устойчивость как внецентренно-сжатые элементы с учетом уси-
лий от момента и местного изгиба ветвей от фактической или условной попереч-
ной силы (как в поясах безраскосной фермы).
Расчет на устойчивость сплошностенчатых стержней, подверженных сжатию
и изгибу в двух главных плоскостях, при совпадении плоскости наибольшей жест-
кости (Jx > Jy) с плоскостью симметрии следует выполнять по формуле:
^/(фехуА) — fyc,
(4.55)
<Реху =^(0,6^0 +о,4^с).
(4.56)
При вычислении приведенного относительного эксцентриситета mefy = т]ту
для стержней двутаврового сечения с неодинаковыми полками коэффициент г)
следует определять как для сечения типа 8 по табл. 4.66.
Если mef y < тх то кроме расчета по формуле (4.55) следует произвести до-
полнительную проверку по формулам (4.44) и (4.49), принимая еу= 0.
Значения относительных эксцентриситетов следует определять по формулам:
тх = ех A/Wcx и ту = еу k/Wcy,	(4.57)
где Wcx и — моменты сопротивления сечений для наиболее сжатого волокна
относительно осей соответственно х—х и у—у.
Если Лх >	, то кроме расчета по формуле (4.55) следует произвести допол
нительную проверку по формуле (4.44), принимая еу = 0.
Рис. 4.6. Сквозное сечение стержня из двух сплошностенчатых ветвей
308
В случае несовпадения плоскости наибольшей жесткости (]х > J0 с плоско-
стью симметрии расчетное значение тх следует увеличить на 25 %.
Расчет на устойчивость сквозных стержней из двух сплошное тенчатых вет-
вей, симметричных относительно оси у—у (рис. 4.6), с решетками в двух парал-
лельных плоскостях, подверженных сжатию и изгибу в обеих главных плоско-
стях, следует выполнять: для стержня в целом — в плоскости, параллельной
плоскостям решеток, принимая еу = 0; для отдельных ветвей — как впецентрен-
но-сжатых элементов по формулам (4.44) и (4.49), при этом продольную силу
в каждой ветви следует определять с учетом усилия от момента A4V, а момент
Му распределять между ветвями пропорционально их жесткостям (если момент
Му действует в плоскости одной из ветвей, то следует считать его полностью пе-
редающимся на эту ветвь). Гибкость отдельной ветви следует определять при
расчете по формуле (4.44), при расчете по формуле (4.49) — по максимальному
расстоянию между узлами решетки.
Расчет соединительных планок или решеток сквозных внецентренно-сжатых
стержней следует выполнять на поперечную силу, равную большему из двух значе-
ний: фактическую поперечную силу Q или условную поперечную силу Q[JC.
Если фактическая поперечная сила больше условной, соединять планками
ветви сквозных внецентренно-сжатых элементов, как правило, не следует.
4.4.4.	Опорные части
Неподвижные шарнирные опоры с центрирующими прокладками, тангенци-
альные, а при весьма больших реакциях — балансирные опоры следует применять
при необходимости строго равномерного распределения давления под опорой.
Плоские или катковые подвижные опоры следует применять в случаях, когда
нижележащая конструкция должна быть разгружена от горизонтальных усилий,
возникающих при неподвижном опирании балки или фермы.
Коэффициент трения в плоских подвижных опорах принимается равным 0,3,
в катковых — 0,03.
Расчет на смятие в цилиндрических шарнирах (цапфах) балансирных опор
следует выполнять (при центральном угле касания поверхностей, равном или
большем л/2) по формуле
F
l,25rl
(4.58)

। де F — давление (сила) на опору; г и I — соответственно радиус и длина шарни-
ра; Rip — расчетное сопротивление местному смятию при плотном касании, при-
нимаемое согласно табл. 4.1 настоящих норм.
Расчет на диаметральное сжатие катков должен производиться по формуле:
F/(ndl) < Rcdyc,	(4.59)
। лс и — число катков; d м I — соответственно диаметр и длина катка; Rcj — рас-
irriioc сопротивление диаметральному сжатию катков при свободном касании.
309
4.5.	Расчетные длины и предельные гибкости элементов
стальных конструкций
4,5.1.	Расчетные длины элементов плоских форм
и связей
Расчетные длины lej элементов плоских ферм и связей, за исключением эле-
ментов перекрестной решетки ферм, следует принимать по табл. 4.11.
Табл 4.11
Расчетная длина /еу
элементов плоских ферм и связей
Направление продольногоизгиба	Расчетная длина Q		
	поясов	опорных раскосов и опорных стоек	прочих элементов решетки
1. В плоскости фермы: а) для ферм, кроме указанных в поз. 1, б	/	/	0,8/
б) для ферм из одиночных уголков и ферм с прикреплением элементов решетки к поя- сам впритык	1	1	0,9/
2. В направлении, перпендикулярном плос- кости фермы (из плоскости фермы): а) для ферм, кроме указанных в поз. 2, б	1\	h	/1
б) для ферм с поясами из замкнутых про- филей с прикреплением элементов решетки к поясам впритык	1>	/1	0,9/!
Обозначения, принятые в табл. 4.11 (рис. 4.7): I — геометрическая длина эле-
мента (расстояние между центрами узлов) в плоскости фермы; /j — расстояние
между узлами, закрепленными от смещения из плоскости фермы (поясами ферм,
специальными связями, жесткими плитами покрытий, прикрепленными к поясу
сварными швами или болтами, и т. п.
Расчетную длину lef элемента, по длине которого действуют сжимающие си-
лы и N2 (Ni > N2), из плоскости фермы (рис. 4.7, в, г\ рис. 4. 8) следует вычис-
лять по формуле:
0,75+0,25—
‘f '	N,
(4.60)
Расчет на устойчивость в этом случае следует выполнять на силу Np
Расчетные длины элементов перекрестной решетки, скрепленных между
собой (рис. 4.7, д), следует принимать: в плоскости фермы — равными расстоя-
нию от центра узла фермы до точки их пересечения (/й,у= 1); из плоскости фермы:
для сжатых элементов — по табл. 4.12; для растянутых элементов — равными
полной геометрической длине элемента (/^= /J.
310
Рис. 4.7. Схемы решеток ферм для определения расчетных длин элементов:
а — треугольная со стойками; б — раскосная; в — треугольная со шпренгелем;
г — полураскосная треугольная; д — перекрестная
311
Рис. 4.8. Определение расчетной длины пояса фермы из плоскости:
а — схема фермы; б — схема связей между фермами (вид сверху)
Табл. 4.12
Расчетные длины lef из плоскости фермы
г ! Конструкция узла пересечения элементов решетки ।	D	/	- -	- Расчетная длина 1е[ из плоскости фермы при поддерживающем элементе		
	растянутом	неработающем	сжатом
i Оба элемента не прерываются	/	0,7Zl	Z1
| Поддерживающий элемент прерывается и перекрыва- ; ется фасонкой: j рассматриваемый элемент не прерывается | рассматриваемый элемент прерывается и перекрыва-	0,7/!	h	1.4/,
! ется фасонкой	0.7/,	—	
Примечание: обозначения, принятые в табл. 4.12 (рис. 4.7, d): / — расстояние от центра узла
фермы до пересечения элементов; /] — полная геометрическая длина элемента.
Радиусы инерции i сечений элементов из одиночных уголков следует
принимать: при расчетной длине элемента, равной I или 0,9/ (где I — расстоя-
ние между ближайшими узлами) — минимальный (/ = /т1п); в остальных слу-
чаях — относительно оси уголка, перпендикулярной или параллельной плос-
кости фермы (/ = ix или i = iy в зависимости от направления продольного из-
гиба).
4.5.2.	Расчетные длины элементов пространственных
решетчатых конструкций
Расчетные длины lef и радиусы инерции сечений i сжатых и ненагруженных
элементов из одиночных уголков при определении гибкости следует принимать по
табл. 4.13.
Расчетные длины 1е[ и радиусы инерции i растянутых элементов из одиноч-
ных уголков при определении гибкости следует принимать: для поясов — по
табл. 4.13; для перекрестных раскосов — по рис. 4.9, а, д, г; в плоскости гра-
312
ни — равными длине и радиусу инерции Zmin; из плоскости грани — полной
геометрической длине раскоса равной расстоянию между узлами прикреп-
ления к поясам, и радиусу инерции ix относительно оси, параллельной плоско-
сти грани; для раскосов по рис. 4.9, б, в, г, — равными длине klt и радиусу
инерции Zmin.
Табл. 4.13
Расчетные длины lef и радиусы инерции сечений
Элементы	lef	i
Пояса:	1	
по рис. 4.9, а, б, в		*min
по рис. 4.9, г, д, е		z\. ИЛИ /у
Раскосы:	i	
по рис. 4.9, б, в, г	i	Pdld	/min
по рис. 4.9, а, д	j	,u»in
по рис. 4.9, е	ld	zmin
Распорки:	1	
по рис. 4.9, б	j 0,s/c	*min
по рис. 4.9, в	i O,65/r	zmin
Рис. T9. Схемы пространственных решетчатых конструкций:
и. 6, в — с совмещенными в смежных гранях углами; г, д, е — с несовмещенными
г нежных гранях углами
313
Табл. 4.14
Условная длина раскоса ldc
при поддерживающем элементе
Конструкция узла пересечения	Условная длина раскоса		7 ide
элементов решетки	при поддерживающем элементе		
! растянутом	неработающем :	сжатом
Оба элемента не прерываются	ld	|_ Wd	i	0,^
Поддерживающий элемент прерывается и пере-!	1	
крывается фасонкой; рассматриваемый элемент j		
не прерывается:	1 1	
в конструкции по рис. 4.9, a	1,3/j	Wd	
в конструкции по рис. 4.9, д:	I	
при 1 < и < 3	(1,75 - 0,15м)/^		Ld
при п > 3	!	1,3/j	1,4/ i	Ld
Узел пересечения элементов закреплен от сме-	Г	
щения из плоскости грани (диафрагмой и т. п.). 1	ld	id	‘d
Примечание: Ld — длина раскоса по рис. 4.9, а, д] п =	гАе JM>mjn
и fd mjn — наименьшие моменты инерции сечения соответственно пояса и раскоса.
Значение коэффициента md
Табл. 4.15
Прикрепление элемента к поясам		Значение д^ при 0*min, равном	
		до 60	св. 60 до 160 1 св. 160
Сварными швами, болтами (не менее двух),	до 2	1,14	0,54 + 36	0,765
расположенными вдоль элемента, без фасонок	Св. 6	1,04	0,56 + 28,8 imiu/i i 0,74
Одним болтом без фасовки	Незявиси-	1,12	0,64 + 28,8 imin/l | 6,82
	мо от п		i
Примечания:
1.	Обозначения, принятые в табл. 4.15: п — см. табл. 4.14; / — длина, принимаемая: ld — по
рис. 4.9, б, 6, г; ldc — по табл. 4.14 (для элементов — по рис. 4.9, 0, д).
2.	Значения д^ при значениях п от 2 до 6 следует определять линейной интерполяцией.
3.	При прикреплении одного конца раскоса к поясу фасонок сваркой или болтами,
а второго конца через фасонку, коэффициент расчетной длины раскоса следует при
нимать равным 0,5(1 + д^); при прикреплении обоих концов раскоса через фасон
ки — д^ = 1,0.
4.	Концы раскосов по рис. 4.9, в следует крепить, как правило, без фасонок. В этом случае
при их прикреплении к распорке и поясу сварными швами или болтами (на менее двух),
расположенными вдоль раскоса, значение коэффициента д^ следует принимать по стром*
п «До 2», В случае прикрепления их концов одним болтом значение коэффициента елг
дует принимать по строке «Одним болтом без фасонки», при вычислении значения lej п<>
табл. 4. 13 вместо д^ следует принимать 0,5(1 + д^).
Расчетные длины Q и радиусы инерции сечении i при определении гибкости
элементов плоских траверс следует принимать по табл. 4.16.
314
Табл. 4.16
Расчетная длина 1е[
и радиус инерции сечения i
Расчетная длина /^ и радиус инерции сечения i
Конструкция траверсы	поясов		решетки	
	lef	i	‘rf	i
С поясами и решеткой	1-т	*min	Id. le	Лпт
из одиночных уголков			—	—
С поясами из швеллеров и решеткой	1т	'у	lj.tc	rmin
из одиночных уголков		*х	—	—
Примечание: обозначение, принятое в табл. 4.16:	— радиус инерции сечения относитель-
но оси, параллельной плоскости решетки траверсы.
4.5.3.	Расчетные длины элементов
структурных конструкций
Расчетные длины lef элементов структурных конструкций следует принимать
по табл. 4.17.
Радиусы инерции сечений i элементов структурных конструкций при опреде-
лении гибкости следует принимать: для сжато-изгибаемых элементов относитель-
но оси, перпендикулярной или параллельной плоскости изгиба (/ = ix или i = /у);
в остальных случаях — минимальные (/ = zmin).
Табл. 4.17
Расчетные длины lef элементов структурных конструкции
Элементы структурных конструкций	Расчетная длина lef
1. Кроме указанных в поз. 2 и 3	/
2. Неразрезные (не прерывающиеся в узлах) пояса и прикрепляемые в узлах сваркой впритык к шаровым или цилиндрическим узловым элементам	0,857
3.	Из одиночных уголков, прикрепляемых в узлах одной полкой: а) сварными швами или болтами (не менее двух), расположенными вдоль элемента, при ///mjn: до 90 свыше 90 до 120 свыше 120 до 150 (только для элементов решетки) свыше 150 до 200 (только для элементов решетки) 6) одним болтом при Z/Zmjn: до 90 <	выше 90 до 120 <	выше 120 до 150 (только для элементов решетки) । выше 150 до 200 (только для элементов решетки)	1 0,9/ 0,75/ 0,7/ / 0,95/ 0,85/ 0,8/
Примечание: обозначение, принятое в таблице 4.17: / — геометрическая длина элемента (рас-
, сияние между узлами структурной конструкции).
315
4.5.4.	Расчетные длины колонн (стоек)
Расчетные длины lef колонн (стоек) постоянного сечения или отдельных уча-
стков ступенчатых колонн следует определять по формуле:
hf Ph
(4.61)
где / — длина колонны, отдельного участка ее или высота этажа; //. — коэффици-
ент расчетной длины.
Коэффициенты расчетной длины р колонн и стоек постоянного сечения
следует принимать в зависимости от условий закрепления их концов и вида
нагрузки.
Для некоторых случаев закрепления и вида нагрузки значения р приведены
в табл. 4.17.
Коэффициенты расчетной длины р колонн постоянного сечения в плоскости
рамы при жестком креплении ригелей к колоннам следует определять:
для свободных рам при одинаковом нагружении верхних узлов по формулам
табл. 4.17;
для несвободных рам по формуле:
7 + 0,46 (р + п)+0,18рп
1 + 0,93 (р + и)+ 0,71 рп
(4.66)
В формуле (4.66) р и и принимаются равными:
в одноэтажной раме: р = Jil/lfa п = М/Ус*
в многоэтажной раме:
для верхнего этажа р = 0,5(/>г + />2); п = п\ + и2;
для среднего этажа р = 0,5(/>! + />2); я = 0,5(wj + и2);
для нижнего этажа р == рг + р2', п + 0,5(wj + и2),
где ру, р2, и2 следует определять по табл. 4.17.
Для одноэтажных рам в формуле (4. 63) и многоэтажных в формулах (4.64)
и (4.65) при шарнирном креплении нижних или верхних ригелей к колоннам при-
нимаются р = 0 или и=0 (J; = 0 или Js = 0), при жестком креплении р = 50 или
п = 50 (J, = оо или Js = оо).
При отношении Н/В > 6 (где Н — полная высота многоэтажной рамы, В — ши-
рина рамы) должна быть проверена общая устойчивость рамы в целом как составно-
го стержня, защемленного в основании.
Примечание. Рама считается свободной (несвободной), если узел крепления
ригеля к колонне имеет (не имеет) свободу перемещения в направлении, перпенди-
кулярном оси колонны в плоскости рамы.
Коэффициент расчетной длины р наиболее нагруженной колонны в плоско-
сти одноэтажной свободной рамы здания при неравномерном нагружении верх-
них узлов и наличии жесткого диска покрытия или продольных связей по верху
всех колонн следует определять по формуле:

(4.67)
316
Табл. 4.17
Коэффициенты п и р в формулах для определения коэффициента (Л для ряда частных случаев
317
Расчетные схемы
свободных рам
Формулы для определения коэффициента ц	
о	°>38 2. 1 +	 N п	(4-62)
|п + 0,56 \п + 0,14	(4.63)
Коэффициенты п и р в формулах (4.62), (4.63), (4.64) и (4.65) для рам
однопролетных
n = -LS
U;
многопролетных (k > 2)
при n < 2
(p + 0,68) Vn +0,22
^0,68p (p + 0,9) (n + 0,08) + 0,1 n
при n > 0,2
(p + 0,63) 7n + 0,28
7pn(p + O,9) + O,ln
(4.65)
Верхний этаж:
» = UcAlJc)
P = Iilc/We)
Средний этаж:
P-Iil'/Wc'l
Нижний этаж:
п = УсЛ21]с)
Р = Ус/Шс)
п = 2k(n-[ + n2}/\k + 1)
р= k(p} + Pi/{k+ 1)
п = k(n-[ + n^k + 1
P =	+ Р1Ук + 1
n = <(«! + П'У’к + 1
p = 2k(px - p2\7k - 1
n = —----
k + 1
Примечания:
1.	Обозначения, принятые в табл. 4.17: п\ =	п2 =	Р1 = Мс/ЬУ Р1= Мс/Ыс’ гАе — число пролетов; Jc и 1С— соответственно момент
инерции сечения и длина проверяемой колонны, /, Zj, 12\ пролет рамы; /5, Js^ Js2 и J?, у, ]j2 моменты инерции сечения ригелей, примыкающих соответст-
венно к верхнему и нижнему концу проверяемой колонны.
2.	Для крайней колонны свободной многопролетной рамы коэффициент следует определять как для колонн однопролетной рамы.
где р — коэффициент расчетной длины проверяемой колонны, вычисленный по
табл. 4.17; Jc и Nc — соответственно момент инерции сечения и усилие в наиболее
нагруженной колонне рассматриваемой рамы; и 2Л — соответственно сумма
расчетных усилий и моментов инерции сечений всех колонн рассматриваемой ра-
мы и четырех соседних рам (по две с каждой стороны); все усилия N, следует на-
ходить при той же комбинации нагрузок, которая вызывает усилие в проверяемой
колонне.
Значения вычисленные по формуле (4.67) следует принимать не ме-
нее 0,7.
При определении коэффициентов расчетной длины ц и для ступенчатых
колонн рам одноэтажных производственных зданий разрешается: не учитывать
влияние степени нагружения и жесткости соседних колонн; определять расчет-
ные длины колонн лишь для комбинации нагрузок, дающей наибольшие значе-
ния продольных сил на отдельных участках колонн, и получаемые значения ц
использовать для других комбинаций нагрузок; для многопролетных рам
(с числом пролетов два и более) при наличии жесткого диска покрытия или
продольных связей, связывающих поверху все колонны и обеспечивающих про-
странственную работу сооружения, определять расчетные длины колонн как
для стоек, неподвижно закрепленных на уровне ригелей; для одноступенчатых
колонн при соблюдении условий /2//] < 0,6 и Nj/N2 - 3 принимать значения /л
по табл. 4.18.
Табл. 4.18
Коэффициенты д
для участка колонны
Условия закрепления верхнего конца колонны	Коэффициенты [л для участка нижнего при j//], равном		колонны верхнего
	св. 0,1 до 0,3	св. 0,05 до 0,1	
Свободный конец	2,5	3,0	3,0
Конец, закрепленный только от поворота	2,0	2,0	3,0
Неподвижный, шарнирно опертый конец	1,6	2,0	2,5
Неподвижный, закрепленный от поворота конец	1,2	1,5	2,0
Примечание: обозначения, принятые в табл. 4.18: Д; Nj — соответственно длина нижнего
участка колонны, момент инерции сечения и действующая на этом участке продольная сила;
/2; /2; N2 — то же, верхнего участка колонны.
Расчетные длины колонн в направлении вдоль здания (из плоскости рам) сле-
дует принимать равными расстояниям между закрепленными от смещения из пло-
скости рамы точками(опорами колонн, подкрановых балок и подстропильных
ферм; узлами креплений связей и ригелей и т. п.). Расчетные длины допускается
определять на основе расчетной схемы, учитывающей фактические условия за-
крепления концов колонн.
Расчетную длину ветвей плоских опор транспортерных галерей следует при-
нимать равной: в продольном направлении галереи — высоте опоры (от низа ба-
зы до оси нижнего пояса фермы или балки), умноженной на коэффициент оп-
318
ределяемый как для стоек постоянного сечения в зависимости от условий закреп-
ления их концов; в поперечном направлении (в плоскости опоры) — расстоянию
между центрами узлов, при этом должна быть также проверена общая устойчи-
вость опоры в целом как составного стержня защемленного в основании и сво-
бодного вверху.
4.5.5.	Предельные гибкости сжатых элементов
Гибкости сжатых элементов не должны превышать значений, приведенных
в табл. 4.19.
Табл. 4.19
Предельная гибкость сжатых элементов
।	Элементы конструкций	I Продельная гибкость ।
'______________________ 1 сжатых элементов _
11.	Пояса, опорные раскосы и стойки, передающие опорные реакции: i
а)	плоских ферм, структурных конструкций и пространственных кон- струкций из труб и парных уголков высотой до 50 м б)	пространственных конструкций из одиночных уголков, пространст- венных конструкций из труб и парных уголков св. 50 м	180 - 60а 120
2.	Элементы, кроме указанных в п.п. 1 и 7: а)	плоских ферм, сварных пространственных и структурных конструк- | ций из одиночных уголков, пространственных и структурных конст- । рукций из труб и парных уголков б)	пространственных и структурных конструкций из одиночных угол- ков с болтовыми соединениями	210 - 60а 220 — 40а
3. Верхние пояса ферм, не закрепленные в процессе монтажа (предельную гибкость после завершения монтажа следует прини- мать по поз. 1)	220
4. Основные колонны	180 - 60а
5. Второстепенные колонны (стойки фахверка, фонарей и т. п.), »лементы решетки колонн, элементы вертикальных связей между колоннами (ниже подкрановых балок)	210 - 60а
i 6. Элементы связей, кроме указанных в п. 5, а также стержни, слу- жащие для уменьшения расчетной длины сжатых стержней, и другие иенагруженные элементы, кроме указанных в п. 7	200
/. Сжатые и ненагруженные элементы пространственных конструк- ций таврового и крестового сечений, подверженные воздействию петровых нагрузок, при проверке гибкости в вертикальной плоскости	150
Примечание: обозначение, принятое в табл. 4.19: а= N/cpARyYc — коэффициент, принимае-
мый не менее 0,5 (в необходимых случаях вместо <р следует применять <ре).
4.5.6.	Предельные гибкости растянутых элементов
Гибкости растянутых элементов не должны превышать значений, приведен-
ных в табл. 4.20.
319
Табл. 4.20
Предельная гибкость растянутых элементов
при воздействии на конструкцию нагрузок
[ Предельная гибкость растянутых элементов j
при воздействии на конструкцию нагрузок |
Элёменты конструкции	динамических, приложенных непосредственно к конструкции	стати- ческих	от кранов • (см. прим. 4) и железнодорож- ных составов : 	1 250 300
1. Пояса и опорные раскосы плоских ферм (включая тормозные фермы) и структурных конструкций 2. Элементы ферм и структурных конструкций, кроме указанных в и. 1	250 350	400 400	
3. Нижние пояса подкрановых балок и ферм				Н	150
4. Элементы вертикальных связей между колон- нами (ниже подкрановых балок)		300	 400	300 Г400	г 	200 	 зоо'
v	 5. Прочие элементы связей			
6. Пояса, опорные раскосы стоек и траверс, тяги ! траверс опор линий электропередачи, открытых 1 распределительных устройств и линий контактных ! сетей транспорта	[	250 7. Элементы опор линий электропередачи, кроме1 указанных в п.п. 6 и 8	,	350			 — 	 		_ . .. ... —!
8. Элементы пространственных конструкций тавро-1 вого и крестового сечений (а в тягах траверс опор | линий электропередачи и из одиночных уголков), | подверженных воздействию ветровых нагрузок, | при проверке гибкости в вертикальной плоскости!	150			
Примечания:
1.	В конструкциях, не подвергающихся динамическим воздействиям, гибкость растянутых
элементов следует проверять только в вертикальных плоскостях.
2.	Гибкость растянутых элементов, подвергнутых предварительному напряжению, не ограни-
чивается.
3.	Для растянутых элементов, в которых при неблагоприятном расположении нагрузки мо-
жет изменяться знак усилия, предельную гибкость следует принимать как для сжатых эле-
ментов, при этом соединительные прокладки в составных элементах необходимо устанав-
ливать не реже чем через 40/.
4.	Значения предельных гибкостей следует принимать при кранах групп режимов работы 7К
(в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546-82,
5.	К динамическим нагрузкам, приложенным непосредственно к конструкциям, относятся на-
грузки, принимаемые в расчетах на выносливость или в расчетах с учетом коэффициентов
динамичности.
320
4.6.	Проверка устойчивости стенок и поясных листов
изгибаемых и сжатых элементов
4.6:	1. Стенки балок
Стенки балок для обеспечения их устойчивости следует укреплять попереч-
ными основными ребрами, поставленными на всю высоту стенки; поперечными ос-
новными и продольными ребрами; поперечными основными и промежуточными
короткими ребрами и продольным ребром (при этом промежуточные короткие ре-
бра следует располагать между сжатым поясом и продольным ребром).
Прямоугольные отсеки стенки (пластинки), заключенные между поясами и со-
седними поперечными основными ребрами жесткости, следует рассчитывать на ус-
тойчивость. При этом расчетными размерами проверяемой пластинки являются: а —
расстояние между осями поперечных основных ребер; — расчетная высота стен-
ки (рис. 4.10), равная в сварных балках полной высоте стенки, в балках с поясными
соединениями на высокопрочных болтах — расстоянию между ближайшими к оси
балки краями поясных уголков, в балках, составленных из прокатных профилей, —
расстоянию между началами внутренних закруглений, в гнутых профилях
(рис. 4.11) — расстоянию между краями выкружек; / — толщина стенки.
Расчет на устойчивость стенок балок следует выполнять с учетом всех ком-
понентов напряженного состояния (а, т и <7/ос).
Напряжение а, т и oioc следует вычислять в предположении упругой работы
материала по сечению брутто без учета коэффициента ср^.
/'(/<. 4.10. Расчетная высота стенки составной балки:
I сварной из листов; б — на высокопрочных болтах; в — сварной с таврами
। 11'нн||,|й справочник проектировщика
<321
Рис. 4.11. Схемы поперечных сечений гнутых профилей
Сжимающее напряжение о у расчетной границы стенки, принимаемое со
знаком «плюс», и среднее касательное напряжение т следует вычислять по фор-
мулам:
a=(M)y;	(4.68)
г = Q/(tb),	(4.69)
где h — полная высота стенки; М и Q — средние значения соответственно момен-
та и поперечной силы в пределах отсека; если длина отсека больше его расчетной
высоты, то М и Q следует вычислять для более напряженного участка с длиной,
равной высоте отсека; если в пределах отсека момент или поперечная сила меня-
ют знак, то их средние значения следует вычислять на участке отсека с одним
знаком.
В отсеках, где сосредоточенная нагрузка приложена к растянутому поясу,
одновременно должны быть учтены только два компонента напряженного состоя
ния: о и т или <jioc и т.
Односторонние поясные швы следует применять в балках, в которых при
проверке устойчивости стенок значения левой части формулы (4.70) не превыша
ют 0,9ус при < 3,8 и при kw > 3,8.
Устойчивость стенок балок не требуется проверять, если при выполнении
условий (4.24) условная гибкость стенки	не превышает зи.1
чений: 3,5 — при отсутствии местного напряжения в балках с двусторонними
поясными швами; 3,2 — то же, в балках с односторонними поясными швами,
2,5 — при наличии местного напряжения в балках с двусторонними пояспымп
швами.
322
Расчет на устойчивость стенок балок симметричного сечения, укрепленных
только поперечными основными ребрами жесткости, при отсутствии местного на-
пряжения (&1ОС = 0) и условной гибкости стенки Aw < 6 следует выполнять по
формуле:
^/ост)2+(т/тсг)2<ус
(4.70)
где ус — коэффициент, принимаемый по табл. 4.6 настоящих норм;
(4.71)
(4-72)
В формуле (4.71) коэффициент ссг следует принимать:
для сварных балок — по табл. 4.21 в зависимости от значения коэффициента <5.
Значения коэффициента 6
Табл. 4.21
д Ссг	30,0	1,0		2,0	। 33,3	|	4,0 _ 34,6	6,0 34,6	10,0	>30 _1 ~ 35,5
		31,5				35,1	
			си II I о	М <t >			(4.73)
|де bf и tj — соответственно ширина и толщина сжатого пояса балки; Д — ко-
эффициент принимаемый по табл. 4.22; для балок на высокопрочных болтах
„ = 35,2.
Табл. 4.22
Значения коэффициента р
j к । Балки 1 Подкрановые	Условия работы сжатого пояса Крановые рельсы не приварены Крановые рельсы приварены	) 2 00
Прочие	При непрерывном опирании плит В прочих случаях	оо 0.8
Примечание: для отсеков подкрановых балок, где сосредоточенная нагрузка приложена
• р и тянутому поясу, при вычислении коэффициента д следует принимать = 0,8
323
В формуле (4.72) d/t VRy/E, где d — меньшая из сторон пластинки
(hef или а); ц — отношение большей стороны пластинки к меньшей.
Расчет на устойчивость стенок балок симметричного сечения с учетом разви-
тия пластических Деформаций при отсутствии местного напряжения (сг/0С = 0)
и при т < 0,9.R5, Aj/Aw > 0,25, 2,2 < Aw < 6 следует выполнять по формуле:
м < Ry Yc 62ft(Af/Aw + а),
(4-74)
где а = 0,24 - 0,15(i/7?s)2 - 8,5(ЛШ - 2,2)2; здесь следует принимать по
табл. 4.6, ат - определять по формуле (4.69).
Расчет на устойчивость стенок балок симметричного сечения, укрепленных
только поперечными основными ребрами жесткости (рис. 4.12), при наличии мест-
ного напряжения (сг/ос =/= 0) следует выполнять по формуле:

(4.75)
где ус — следует принимать по табл. 4.6 настоящих норм; сг, а/ос; т — определять
по формуле (4.69) с учетом указанных к параметру требований; Tfr — определять
по формуле (4.72).
Значения осг и Oioc cr в формуле (4.75) следует определять:
а)	при a/bef< 0,8
асг — по формуле (4.71);
& 1ос,сг
(4.76)
где q — коэффициент, принимаемый для сварных балок по табл. 4.23 в зависимо-
сти от отношения а/hef-n значения сг вычисляемого по формуле (4.73), а для балок
на высокопрочных болтах — по табл. 4.24;
(4.77)
Если нагружен растянутый пояс, то при расчете стенки с учетом только сг/р(
и т при определении коэффициента 3 по формуле (4.73) за bf и /у- следует прини
мать соответственно ширину и толщину нагруженного растянутого пояса;
б)	при a/hef > 0,8 и отношении Oioc/a больше значений, указанных
в табл. 4.25,	— по формуле:
Ocr	»
(4.78)
где q — коэффициент, определяемый по табл. 4. 26; (J[oc cr — по формуле (4.76),
в которой при a/hef> 2 следует принимать а = 2Ьер
324
Рис. 4.12. Схема балки, укрепленной поперечными основными ребрами жесткости (1):
а — сосредоточенная нагрузка F приложена к сжатому поясу; б — то же,
к растянутому поясу
в)	при a/hef > 0,8 и отношении Oi0CtCJ<y не более значений, указанных
и табл. 4.25: асг — по формуле (4.71); О'ос<сг — по формуле (4.76), но с подстанов-
кой 0,5а вместо а при вычислении Л- в формуле (4.76) и в табл. 4.23.
Во всех случаях тГГ следует вычислять по действительным размерам от-
сека.
В стенке балки симметричного сечения, укрепленной кроме попереч-
ных основных ребер одним продольным ребром жесткости, расположенным
па расстоянии от расчетной (сжатой) границы отсека (рис. 4.13), обе
пластинки, на которые это ребро разделяет отсек, следует рассчитывать от-
дельно:
325
Рис. 4.13. 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
Табл. 4.23
Значение q для сварных балок
д
Г
< 1
Значение ci для сварных балок при а/bef, равном
<0,5	'	0,6	0,8 '	1,0	|	1,2	• 1,4	1,6	:
2	3 i 4	5 ' I ’ ”б ' | 7 Г' 8	;
11,5	'	12~4	14,8 ।	18,0	j	22,1	27,1	32,6
1,8
9
38,9
, >2,0
! 10
45,6
326
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
2 !	12,0	13,0	16,1	20,4	25,7	32,1	39,2	46,5	55,7
4 1 .	12,3	13,3	16,6	21,6	28,1	36,3	45,2	54,9	65,1
6 1	12,4	13,5	16,8	22,1	29,1	38,3	48,7	59,4	70,4
10 !	12,4 1	13,6	16,9	22,5 .	30,0	39,7	51,0	63,3	76,5
2 30 |	12,5	13,7	17,0	22,9	31,0	41,6	53,8	68,2	83,6
Гибл. 4.24
Значение
для балок на высокопрочных болтах
a/hef	0,5	0,6	0,8	1,0 1	1,2	1,4	1,6	1,8	2,0
q	13,7	15,9	20,8	28'4 J	38,7	51,0	64,2	79,8	94,9
Табл. 4.25
Предельные значения O[QJo
Балки	<5	Предельные значения о[0С/о при a/bef, равном							
		0,8	0,9	1,0	1,2	1,4	1,6	1,8	>2,0
1	< 1 2	0	0,146 0,109	0,183 0,169	0,267	0,359	0,445	0,540	0,618
		0 0			0,277	0,406	0,543	0,652	0,799
	4		0,072	0,129	0,281	0,479	0,711	0,930	1,132
	_ 6_ 10 ~	0	0,066	0,127	0,288	0,536	0,874	1,192	1,468
		0	0,059	0,122	0,296	0,574	1,002	1,539	2,154
	>30	0	0,047	0,112	0,300	0,633	1,283	2,249	3,939
1 la высокопрочных болтах	—	0	0,121	0,184	0,378	0,643	1,131	1,614	2,347
Табл. 4.26
Значение С2 для сварных балок
	< 0,8	0,9	1,0	1,2	1,4	1,6	1,8	>2,0
с2	По табл. 4.21, т. е. с% ~ ссг	37,0	39,2	45,2	52,8	62,0	72,6	84,7
а)	пластинку J, расположенную между сжатым поясом и продольным реб-
ром по формуле:
&/°сг\ + &1ос/ &1ос.сг\ + (^rl)2 — /с»
(4.79)
где ус следует принимать по табл. 4.6, а а, (?[ос и т — определять согласно требо-
ваниям, изложенным в данном параграфе выше.
Значения и следует определять по формулам:
при о1ос = О
4,76 Ry
l-й,
(4.80)
327
где
при О(ос # 0 и = aj<2
где
1Д9у Ry
l-h,/hef X,2
aloc,crl = (1.24 + 0,476^]) V Ry/2./,
(4.81)
(4.82)
(4.83)
Если a/b\ > 2, то при вычислении acr^ и 0ioccr\ следует принимать a = 2h\,
Td необходимо определять по формуле (4.72) с подстановкой в нее размеров про-
веряемой пластинки;
б)	пластинку 4, расположенную между продольным ребром и растянутым
поясом, — по формуле
a(l-2A|/AJ a Г р \
®1ое.ег2	>
5,34 R,
(0,5-hJh^K2
(<84)
(4-85)
o/0CfCr2 ~ следует определять по формуле (4.76) и табл. 4.23 при д = 0,8, заменяя
значение отношения a/Z^y значением a/(hcf - тсг2 — следует определять по фор-
муле (4.72) с подстановкой в нее размеров проверяемой пластинки; oioc2 = 0,4a/ot. —
при приложении нагрузки к сжатому поясу (рис. 4.13,a); <7/of2 = °1ос ~ ПРИ прило-
жении нагрузки к растянутому поясу (рис. 4.13,6).
Коэффициент тс следует определять по табл. 4.6.
При укреплении пластинки 3 дополнительными короткими поперечными реб-
рами их следует доводить до продольного ребра (рис. 4.14).
В этом случае расчет пластинки 3 следует выполнять по формулам (4.79)—
(4.83), в которых величину а следует заменять величиной аь где — расстояние
между осями соседних коротких ребер (рис. 4.14); расчет пластинки 4 следует вы-
полнять согласно требованиям, изложенным в данном параграфе выше (поясне-
ния к формуле 4.84).
328
Рис. 4.14. 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)
Расчет на устойчивость стенок балок асимметричного сечения (с более разви-
тым сжатым поясом) следует выполнять по вышеприведенным формулам с учетом
следующих изменений: для стенок, укрепленных только поперечными ребрами
жесткости, в формулах (4.71) и (4.78) и табл. 4.26 значение ^следует принимать
равным удвоенному расстоянию от нейтральной оси до расчетной (сжатой) грани-
цы отсека. При а/hef> 0,8 и сг^ * 0 следует выполнять расчеты независимо от
значения сц0С/сг, для стенок, укрепленных поперечными ребрами и одним про-
дольным ребром, расположенным в сжатой зоне:
а)	в формулы (4.80), (4.81) и (4.84) вместо h\/hef следует подставлять
abi/lbgf,
б)	в формулу (4.85) вместо (0,5 - bjbej} следует подставлять (1/а — Ь}/2Ье]).
Здесь а = о- где at — краевое растягивающее напряжение (со знаком «ми-
нус») у расчетной границы отсека.
В случае развитого растянутого (ненагруженного) пояса расчет на устойчи-
вость при одновременном действии напряжений о и т следует производить по
формуле (4.87).
Стенки балок следует укреплять поперечными ребрами жесткости, если зна-
чения условной гибкости стенки балки превышают 3,2 при отсутствии подвиж-
ной нагрузки и 2,2 — при наличии подвижной нагрузки на поясе балки.
Расстояние между основными поперечными ребрами не должно превышать
lhef при Лш > 3,2 и 2^hef при Aw < 3,2.
В стенке, укрепленной только поперечными ребрами, ширина их выступаю-
щей части bh должна быть для парного симметричного ребра не менее Ьег/30 + 40 мм,
для одностороннего ребра — не менее hej/24 + 50 мм; толщина реора ts должна
быть не менее 2Ь$!Ry/E.
Стенки балок допускается укреплять односторонними поперечными ребрами
жесткости из одиночных уголков, привариваемых к стенке пером. Момент инер-
329
ции такого ребра, вычисляемый относительно оси, совпадающей с ближайшей
к ребру гранью стенки, должен быть не меньше, чем для парного симметричного
ребра.
При укреплении стенки одним продольным ребром необходимые моменты
инерции Js сечений ребер жесткости следует определять:
для поперечных ребер — по формуле:
Л -
(4.86)
для продольного ребра — по формулам табл. 4.27 с учетом его предельных значений.
Предельные значения
Табл. 4.27
	Необходимый момент	Предельные значения	
by/bef	инерции сечения продольного ребра Д/	минимальные	максимальные Д/ тах
0,20	(2,5 - Ыа/Ь^ х aV/bef	1,56^’	V
0,25	(1,5 — ^4a/hef) х а2^/Ьер	1,5^3	
0,30		—	—
Примечание: при вычислении Js[ для промежуточных значений by/hef допускается линейная
интерполяция.
При расположении продольного и поперечных ребер с одной стороны стенки
моменты инерции сечений каждого из них вычисляются относительно оси, совпа-
дающей с ближайшей к ребру гранью стенки.
Участок стенки балки составного сечения над опорой при укреплении его ре-
брами 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 0,65м/Е/Яу с каж-
дой стороны ребра. Расчетную длину стойки следует принимать равной высоте
стенки.
Нижние торцы опорных ребер (рис. 4.15) 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. 4.15, а) —
расчетного сопротивления прокатной стали смятию Rp при а < 1,5/ и сжатию Ry
при а > 1,5/; во втором случае (рис. 4.15, б) — смятию Rp.
В случае приварки опорного ребра к нижнему поясу балки сварные швы
должны быть рассчитаны на воздействие опорной реакции.
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
O,65/V£/Ry с каждой стороны ребра. Расчетную длину стойки следует принимать
равной высоте стенки.
330
Рис. 4.15. Схема опорного ребра жесткости:
а—в торце с применением строжки; б — удаленного от торца с плотной пригонкой
или приваркой к нижнему поясу
4.6.2. Стенки центрально-, внецентренно-сжатых
и сжато-изгибаемых элементов
Отношение расчетной высоты стенки к толщине hef/t в центрально-сжатых
(т = 0), а также во внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах по
рис. 4:16 (т > 0), как правило, не должно превышать значении kuw E/Ry где зна-
чения следует определять по табл. 4,28.
Табл. 4.28
Значения условной гибкости элементов
Относительный эксцентриситет	Сечение элемента	Значения A hAj	Формулы для определения kuw
т = 0 1 1	Двутавровое	А < 2,0 А >2,0	1^ = 1,30+0,15 А2 ~kuw = 1,20+0,35 А, но не более 2,3
	Коробчатое, швеллерное прокатное	А < 1,0 А > 1,0	~^"uw ~ 1»2 ~kuw = 1»А, но не более 1,6
	Швеллерное, кроме прокатного	А < 0,8 А > 0,8	А^р = 0,85+0,19, но не более 1,6
т > 1,0	Двутавровое, коробчатое	А < 2,0 А; > 2,0	Ли,-1,30+0,15 V Амш = 1,20+0,35 А;, но не более 3,1
Примечания:
1. Обозначения, принятые в таблице 4.28: Л — условная гибкость элемента, принимаемая
в расчете на устойчивость при центральном сжатии; Aj — условная гибкость элемента,
принимаемая в расчете на устойчивость в плоскости действия момента.
2. К коробчатым относятся замкнутые прямоугольные профили (составные, гнутые прямо-
угольные и квадратные).
331
3. В коробчатом сечении при т > 0 значение Xuw следует определять для стенки, параллель-
ной плоскости изгибающего момента.
4. При значениях 0 < т < 1,0 значение ~kuw следует определять линейной интерполяцией
между значениями, вычисленными при т = 0 и т = 1,0.
Рис. 4.16. Схема внецентренно-сжатых элементов двутаврового и коробчатого
сечений
Для внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов двутаврового и ко-
робчатого сечений (рис. 4.16), рассчитываемых по формуле (4.56), отношение
расчетной высоты стенки hef к толщине t следует определять в зависимости от
значения а = (а - о^)/ и {о — наибольшее сжимающее напряжение у расчетной
границы стенки, принимаемое со знаком «плюс» и вычисленное без учета коэф-
фициентов фе, среху или с(р\ ci] — соответствующее напряжение у противополож-
ной расчетной границы стенки) и принимать не более значений, определяемых:
при а < 0,5 — по формуле AMW VЕ/Лу , где Xuw следует определять по табл. 4.28;
при а > 1 — по формуле:
— = 4,35
/
(2а-Г)Е
о ^2-а + 7«2	)
(4.87)
где р = 1,4(2а - 1)т/а (здесь т= Q/th, среднее касательное напряжение в рассма-
триваемом сечении); при 0,5 < а < 1 — линейной интерполяцией между значения-
ми, вычисленными при а = 0,5 и а = 1.
Для внецентрально-сжатых и сжато-изгибаемых элементов с сечениями, отлич-
ными от двутаврового и коробчатого (за исключением таврового сечения), уста-
новленные по вышеприведенным правилам значения отношений hef/t следует ум-
ножать на коэффициент 0,75.
Для центрально-, внецентрально-сжатых и сжато-изгибаемых элементов тав-
рового сечения с условной гибкостью Л от 0,8 до 4 отношение расчетной высоты
стенки тавра к толщине при 1 < bf jhef< 2 не должно превышать значений, опре-
деляемых по формуле:
(4.88)
где Ь[ — ширина полки тавра; hef — расчетная высота стенки тавра.
При значениях Л < 0,8 или Л > 4 в формуле (4.88) следует принимать соот-
ветственно Л = 0,8 или Л = 4.
332
При значении сечения элемента по предельной гибкости, а также при соот-
ветствующем обосновании расчетом наибольшие значения Ь^/1 следует умножать
на коэффициент ^(Ry(pm/o) (где ут = <р или <рт= и =• N/А), но не более чем
на 1,25.
В центрально-сжатых элементах двутаврового сечения для стенок, имеющих
расчетную высоту hej и укрепленных парным продольным ребром, расположен-
ным посредине, значение hef /1, установленное по вышеприведенным правилам на-
стоящего параграфа, следует умножать на коэффициент /1, определяемый при
V (V3) - 6 по формуле:
В = 1 + 0,4^- 1-0,1^
(4.89)
где Jsi — момент инерции сечения продольного ребра.
При укреплении стенки внецентренно-сжатого или сжато-изгибаемого элемента
продольным ребром жесткости с моментом инерции Jsi > расположенным по-
средине стенки, наиболее нагруженную часть стенки между поясом и осью ребра
следует рассматривать как самостоятельную пластинку.
При расположении ребра с одной стороны стенки его момент инерции дол-
жен вычисляться относительно оси, совмещенной с ближайшей гранью стенки.
Продольные ребра жесткости следует включать в расчетные сечения эле-
ментов.
В случае выполнения продольного ребра в виде гофра стенки при вычислении hef
следует учитывать развернутую длину гофра.
Минимальные размеры выступающей части продольных ребер жесткости
следует принимать согласно требованиям настоящего параграфа, изложенным
выше.
Если фактическое значение hef/t превышает значение, определяемое повыше-
перечисленным в данном параграфе правилам (для центрально-сжатых элементов
не более чем в два раза), в расчетных формулах за значение А следует принимать
значение вычисленное с высотой стенки hred (в коробчатом сечении опреде-
ляются hred и Ьгел для пластинок, образующих сечение и расположенных соответ-
ственно параллельно и перпендикулярно плоскости изгиба):
для двутаврового и швеллерного сечения Ared = А - (bef — hred\l\
для коробчатого сечения:
при центральном сжатии Агй/ = А - 2(bef- bred)t - 2(befl - Ь„Л)1Х;
при внецентренном сжатии и сжатии с изгибом Ared = А - 2(hef - hred)t.
Значения hred следует определять:
для центрально-сжатых элементов швеллерного сечения по формуле:
где Xuw — условная гибкость стенки швеллерного сечения, принимаемая по
табл. 4.28;
для центрально-сжатых элементов двутаврового и коробчатого сечений по фор-
муле:
333
(4.91)
где kuw — условная гибкость стенки соответствующего сечения, принимаемая по
табл. 4.28 при тя = 0;
= (bef/t) VfRy/E,) — условная гибкость стенки, при вычислении hre^ принима-
емая равной Ли;1 = (bef\/t\) V (Ry/E); k — коэффициент, принимаемый равным для
двутаврового сечения k = 1,2 + 0,15А ( при А > 3,5 следует принимать А = 3,5)
и для коробчатого сечения k = 2,9 + 0,2А — OJA^ (при Aw > 2,3 следует принимать
Аи/ = 2,3); здесь Л — условная гибкость элемента, принятая по табл. 4.28;
для внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов по формуле (4.91),
где значение Ами, следует вычислять по табл. 4.28, а значение k при А = Ар
Указанные изменения расчетной высоты стенки следует принимать только
для определения площади сечения А при расчетах по формулам (4.7), (4.44), (4.54)
и (4.55) настоящих норм.	_____
Стенки сплошных колонн при hej/t > 2,3VE/Ry следует укреплять поперечны-
ми ребрами жесткости, расположенными на расстоянии (2,5—3)/?^ одно от друго-
го; на каждом отправочном элементе должно быть не менее двух ребер.
Минимальные размеры выступающей части поперечных ребер жесткости сле-
дует принимать согласно требованиям настоящего параграфа, изложенным выше.
4.6.3. Поясные листы (полки) центрально-, внецентренно-сжатых,
сжато-изгибаемых и изгибаемых элементов
Расчетную ширину свеса поясных листов (полок) bef следует принимать
равной расстоянию: в сварных элементах — от грани стенки (при односторон-
них 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. 4.11) — от края выкружки стенки до края поясного ли-
ста (полки).
В центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах с услов-
ной гибкостью А от 0,8 до 4 отношение расчетной ширины свеса поясного листа
(полки) к толщине i следует принимать не более значений, определяемых по
формулам табл. 4.29.
Табл. 4.29
Отношение расчетной ширины свеса поясного листа (полки) bef
к толщине t
I Характеристика полки (поясного листа) и сечения элемента
Неокаймленная двутавра и тавра
Наибольшие отношения bef/t
’	2 ’
^ = (0J6+0,/0X)^-
Окаймленная ребром двутавра и тавра
i

334
2
! Неокаймленная равнополочных уголков и гнутых профилей
, (за исключением швеллера)
Окаймленная ребром равнополочных уголков и гнутых
। профилей
।---------------------------------------.------------
| Неокаймленная большая неравнополочного уголка и полка
1 швеллера
Окаймленная ребром и усиленная планками гнутых
профилей
~(р,40 + 0.07Х)^
b	IF
-^(().5О I 0,1 8к) --
' V	7 V V
h-L -- (0.43 I 0,08k ) I--
t v	Rr
— -(0,85 t 0,19%) I —
t V	'\Ry
Примечания:
1. При значениях Л < 0,8 или Л > 4 в формулах табл. 4.29 следует принимать соответственно
Л = 0,8 или Л = 4.
2. В изгибаемых элементах отношение ширины свеса сжатого пояса bef к толщине i следует
принимать не более значений, определяемых по табл. 4.30.
Наибольшие значения отношения расчетной ширины свеса
поясного листа (полки) bef к толщине t
Табл. 4.30
 Расчет изгибаемых элементов	Характеристика свеса	Наибольшие значения отношения bef/t
В пределах упругих деформаций	Неокаймленный	-к' II о J*3 1 w|1
	Окаймленный ребром	— = 0,75 t VR,
С учетом развития пластических деформаций	Неокаймленный	b^f/t ~ 0,1 l^y/tw' но не более 0,5V E/Ry
	Окаймленный ребром	bgf /t ~ o, i6^yАдо, но не более 0,75V E/Ry
Примечания:
1. При bef/tw < 2,7V E/Ry наибольшее значение отношения bej/t следует принимать: для »ir-
окаймленного свеса bef/t = 0,3v^/Ry; для окаймленного ребром свеса be/l = 0,45V E/Ry
2. Обозначения, принятые в таблице 4.30:	расчетная'высота балки; tw — толщина с«еи-
ки балки.
Высота окаймляющего ребра полки aef, измеряемая от ее оси, должна быть не
менее 0,3^у в элементах, не усиленных планками (рис. 4.11) и 0,2^у— в элементах,
усиленных планками, при этом толщина ребра должна быть не менее 2а^у VE/Ry,.
В центрально-сжатых элементах коробчатого сечения наибольшее отношение
расчетной ширины пояса к толщине bej/t следует принимать по табл. 4.28 как для
стенок коробчатого сечения.
335
Во внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах коробчатого сече-
ния наибольшее отношение bef/t следует принимать: при т < 0,3 — как для цент-
рально-сжатых элементов; при т > 1,0 и Л < 2 + 0,04/n bet /1 = ^Ry/E\ при т > 1,0
и Л > 2 + 0,04м:
/>е/Д = (0,4 + 0,32
(4-92)
При значениях относительного эксцентриситета 0,3 < т < 1 наибольшие отно-
шения bef/t следует определять линейной интерполяцией между значениями bef /t,
вычисленными при т = 0,3 и т = 1.
При назначении сечений центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгиба-
емых элементов по предельной гибкости, а изгибаемых элементов — по предель-
ным прогибам, а также при соответствующем обосновании расчетом наибольшие
значения отношения расчетной ширины свеса к толщине bef /1 следует умножать
на коэффициент ^RyCpn/cy, но не более чем на 1,25.
Здесь следует принимать:
для центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов: ут —
меньшее из значений <р, <pf, феху, сер, использованное при проверке устойчивости
элемента; о = N/A;
для изгибаемых элементов: (рт = 1; а — большее из двух значений о = M/Wq)h
или су = M^/Jx у ± M/Jx х.
4.7.	Расчет листовых конструкций
4.7.1.	Расчет на прочность
Расчет на прочность листовых конструкций (оболочек вращения), находя-
щихся в безмоментном напряженном состоянии, следует выполнять по фор-
муле:
х/а/-с1а,.+ст/+Эг,2 <Ryyc
(4.93)
сгх и crv — нормальные напряжения по двум взаимно перпендикулярным на-
, тлениям; ус — коэффициент условий работы конструкций, назначаемый в со-
летствии с требованиями СНиП по проектированию сооружений промышлен-
.мх предприятий.
При этом абсолютные значения главных напряжений должны быть не более
значений расчетных сопротивлений, умноженных на ус.
Напряжения в безмоментных тонкостенных оболочках вращения (рис. 4.17),
находящихся под давлением жидкости, газа или сыпучего материала, следует оп-
ределять по формулам:
336
°l/r\ + °l/r2 = ft/1',
(jj = F/(2xptcosp\
(4.94)
(4.95)
где О] и 02 — соответственно меридиональное и кольцевое напряжения; q и -
радиусы кривизны в главных направлениях срединной поверхности оболочки;
р — расчетное давление на единицу поверхности оболочки; I — толщина обо-
лочки; F — проекция на ось z—z оболочки полного расиста давления, действу-
ющего на часть оболочки abc (рис. 4.17); г и ft — радиус и угол, показанные на
рис. 4.17.
Рис. 4.17. Схема оболочки вращения
Напряжения в замкнутых безмоментных тонкостенных оболочках вращения,
находящихся под внутренним равномерным давлением, следует определять по
формулам:
для цилиндрических оболочек:
<>1 = pr/(2t) и 02= pr/t;
(4.96)
Рис. 4.18. Схема конической оболочки вращения
337
для сферических оболочек:
а, = <72 = pr/(2ty,	(4.97)
для конических оболочек:
СГ] = pr/(2tcosp) и 02 ~ pr/(tcosp),	(4.98)
где р — расчетное внутреннее давление на единицу поверхности оболочки; г —
радиус срединной поверхности оболочки (рис. 4.18); (3 — угол между образующей
конуса и его осью z—z (рис. 4.18).
В местах изменения формы или толщины оболочек, а также изменения на-
грузки должны быть учтены местные напряжения (краевой эффект).
4.7.2.	Расчет па устойчивость
Расчет на устойчивость замкнутых круговых цилиндрических оболочек вра-
щения, равномерно сжатых параллельно образующим, следует выполнять по
формуле:

(4.99)
где — расчетное напряжение в оболочке; acri — критическое напряжение, рав-
ное меньшему из значений ipRy или cEl/r (здесь г — радиус срединной поверхнос-
ти оболочки; t — толщина оболочки).
Значения коэффициентов гр при 0 < r/t < 300 следует определять по фор-
муле:
	Г	Г
у = 0,97-	0,00025 + 0,95—	-	(4.100)
	1	Е)	t
Значения коэффициентов с следует определять по табл. 4.31.
Табл. 4.31
Значения коэффициентов с
r/t 100	200	300	400	600	800	I 1000	1500	2500
с i 0,22 1 |	j	0,18	0,16	0,14	0,11 г	0,09	i 0,08	0,07	0,06
В случае внецентренного сжатия параллельно образующим или чистого изги-
ба в диаметральной плоскости при касательных напряжениях в месте наибольше-
го момента, не превышающих значений 0,07Е (//г)3/2, напряжение сгг1 должно
быть увеличено в (1,1 — 0,1	/о\) раз где (У) — наименьшее напряжение (растя-
гивающие напряжения считать отрицательными).
В трубах, рассчитываемых как сжатые или сжато-изгибаемые стержни,
при условной гибкости Л = Л V(Ry/E) > 0,65 должно быть выполнено ус-
ловие:
338
(4.101)
Такие трубы следует рассчитывать на устойчивость в соответствии с требо-
ваниями разд. 4.4 настоящих норм независимо от расчета на устойчивость сте-
нок. Расчет на устойчивость стенок бесшовных или электросварных iруб не тре-
буется, если значение г/1 не превышает половины значений, определяемых по
формуле (4.101).
Цилиндрическая панель, опертая по двум образующим и двум дугам направля-
ющей, равномерно сжатая вдоль образующих, при b2/ (rt) < 20 (где b - ширина па-
нели, измеренная по дуге направляющей) должна быть рассчитана на устойчивость
как пластинка по формулам:
при расчетном напряжении о< Q,^Ry:
(4.102)
при расчетном напряжении о = Ry:
ь Г Rv
— <,37/^1 + 500—
t \ Е
(4.103)
При 0,82^ < о < Ry наибольшее отношение b/t следует определять линейной
интерполяцией.
Расчет на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки враще-
ния при действии внешнего равномерного давления Д нормального к боковой по-
верхности, следует выполнять по формуле
— Ус°сг2»
(4.104)
где 02 = pr/l — расчетное кольцевое напряжение в оболочке; осг2 — критическое
напряжение, определяемое по формулам:
при 0,5 < I/г < 10:
afr2=O,55£(r//)(//r)V2;
(4.105)
при 1/г > 20:
0^2 = QtVE(t/r)2\
(4.106)
при 10 < 1/г < 20 напряжение оСГ2 следует определять линейной интерпо-
ляцией.
Здесь / — длина цилиндрической оболочки.
Та же оболочка, но укрепленная кольцевыми ребрами, расположенными
с шагом s > 0,5г между осями, должна быть рассчитана на устойчивость по фор-
мулам (4.104)—(4.106) с подстановкой в них значения s вместо /.
339
В этом случае должно быть удовлетворено условие устойчивости ребра
в своей плоскости как сжатого стержня при N = prs и расчетной длине стержня
lef= 1,8г, при этом в сечение ребра следует включать участки оболочки ши-
риной 0,65NE/Rv с каждой стороны от оси ребра, а условная гибкость стержня
Л = Л y/Ry/E не должна превышать 6,5.
При одностороннем ребре жесткости его момент инерции следует вычислять
относительно оси, совпадающей с ближайшей поверхностью оболочки.
Расчет на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения,
подверженной одновременному действию нагрузок следует выполнять по формуле:

^сг2
“Те,
(4.107)
где асг1 и <7^2 должны быть вычислено согласно вышеизложенным в настоящем
параграфе требованиям.
Расчет на устойчивость конической оболочки вращения с углом конусности
Р < 60°, сжатой силой N вдоль оси (рис. 4.19) следует выполнять по формуле:
N — Ус^сп
(4.108)
где Ncr — критическая сила, определяемая по формуле:
Рис. 4.19. Схема конической оболочки вращения под действием продольного усилия
сжатия
Nсг	6,28гш 1осгХ соэ^Д,
(4.109)
здесь i — толщина оболочки; асг-[ — значение напряжения, с заменой радиуса г
радиусом равным:
0,9г2 +0,1г1
cos ft
(4.110)
340
Расчет на устойчивость конической оболочки вращения при действии внеш-
него равномерного давления />, нормального к боковой поверхности, следует вы-
полнять по формуле:
°2<ГЛг2>	(<111)
здесь Qi - pr„/t — расчетное кольцевое напряжение в оболочке;
асг2 — критическое напряжение, определяемое по формуле:
acr2=O,55£(r„/Z-)(;/rmR	(4.112)
где h — высота конической оболочки (между основаниями); гт — радиус, опреде-
ляемый по формуле (4.110).
Расчет на устойчивость конической оболочки вращения, подверженной одно-
временному действию нагрузок, следует выполнять по формуле:
N/Ncr+o1/ocrl<7c,	(4.113)
где значения Ncr и асг2 следует вычислять по формулам (4.109) и (4.112).
Расчет на устойчивость полной сферической оболочки (или ее сегмента) при
r/t < 750 и действии внешнего равномерного давления />, нормального к ее поверх-
ности, следует выполнять по формуле:
о<усо„,	(4.114)
где а= pr/lt — расчетное напряжение; о^ = 0,1£1/г — критическое напряжение,
принимаемое не более Ry, г — радиус срединной поверхности сферы.
4.7.3.	Основные требования к расчету металлических мембранных
конструкций
При расчете мембранных конструкций опирание кромок мембраны на упру-
гие элементы контура следует считать шарнирным по линии опирания и способ-
ным передавать сдвиг на элементы контура.
Расчет мембранных конструкций должен производиться на основе совмест-
ной работы мембраны и элементов контура с учетом их деформированного состо-
яния и геометрической нелинейности мембраны.
Нормальные и касательные напряжения, распределенные по кромкам мемб-
раны, 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 конту-
ра; сжатие, вызываемое касательными напряжениями по линии контакта мембра-
ны с элементами контура; изгиб в вертикальной плоскости.
При прикреплении мембраны с эксцентриситетом относительно центра тяжес-
ти сечения элементов контура при расчете контуров следует учитывать кручение.
341
При определении напряжений в центре круглых в плане плоских мембран до-
пускается принимать, что опорный контур является недеформируемым.
4.8.	Расчет элементов стальных конструкций на выносливость
Стальные конструкции и их элементы (подкрановые балки, балки рабочих
площадок, элементы конструкций бункерных и разгрузочных эстакад, конструк-
ции под двигатели и др.), непосредственно воспринимающие многократно дейст-
вующие 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 тре-
бованиям эксплуатации.
Конструкции высоких сооружений типа антенн, дымовых труб, мачт, башен
и подъемно-транспортных сооружений, проверяемые на резонанс от действия вет-
ра, следует проверять расчетом на выносливость.
Расчет конструкций на выносливость следует производить на действие на-
грузок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздей-
ствиям.
Расчет на выносливость следует производить по формуле
&тах — aRvYv>
(4.115)
где Rv — расчетное сопротивление усталости, принимаемое по табл. 4.32 в зави-
симости от временного сопротивления стали и групп элементов конструкций, при-
веденных в табл. 4.76;
а — коэффициент, учитывающий количество циклов нагружений п и вычис-
ляемый:
при и < 3,9 -106 по формулам:
для групп элементов 1 и 2:
и о6;
Цо6; ’
(4.116)
для групп элементов 3—8:
-0,64 -—г + 2,2;
’ 1ЛО
10б)
(4.Н7)
при п > 3,9* 106 а = 0,77;
yv — коэффициент, определяемый по табл. 4.33 в зависимости от вида напряжен-
ного состояния и коэффициента асимметрии напряжений р = <7min/crmax; здесь
342
amin и ^inax соответственно наибольшее и наименьшее по абсолютному значе-
нию напряжения в рассчитываемом элементе, вычисленные по сечению нетто без
учета коэффициента динамичности и коэффициентов ср, <рг, При разнозначных
напряжениях коэффициент асимметрии напряжений следует принимать со знаком
«минус».
'Гибл. 4,32
Значения при временном сопротивлении стали разрыву
Группа j Значения Ry, при временном сопротивлении стали разрыву Rutt, МПа (кгс/см-)
элементов	до 420 (4300)	св. 420 (4300) до 440 (4500)	св. 440 (4500) св. 520 (5300) св. 580 (5900) до 520 (5300) до 580 (5900) до 635 (6500)
1 2		120 (1220) 100 (1020)	128 (1300) 106 (1080)	_132 (1350)	136 (1390)	145 (1480) 108 (1100)	110 (1120)	116(1180)
3 4	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)		
Табл. 4.33
Формулы для вычисления коэффициента уу
°тах	Коэффициент ассиметрии напряжений р	Формулы для вычисления коэффициента yv
	-1<р<0	yv = 2,5/(1,5 - р?
Растяжение	0 < р < 0,8 0,8 <р< 1	Гу=2,О/(1,2-Р? Zv=i,o/(i~p;
Сжатие	-1<Р<1	J	7v=Z/(1-pA
При расчетах на выносливость по формуле (4.115) произведение aRvyv не
должно превышать Rjyw
Стальные конструкции и их элементы, непосредственно воспринимающие на-
грузки с количеством циклов нагружений менее 105, следует проектировать с при-
менением таких конструктивных решений, которые не вызывают значительной
концентрации напряжений, и в необходимых случаях проверять расчетом на ма-
лоцикловую прочность.
4.9.	Расчет элементов стальных конструкций на прочность
с учетом хрупкого разрушения
Центрально- и внецентренно-растянутые элементы, а также зоны растяже-
ния изгибаемых элементов конструкций, возводимых в климатических районах Ц,
h, II2, П3, П4, и 1Ц, следует проверять на прочность с учетом сопротивления
хрупкому разрушению по формуле:
343
^max — (Ши/Ум
(4.118)
где crmax — наибольшее растягивающее напряжение в расчетном сечении элемен-
та, вычисленное по сечению нетто без учета коэффициентов динамичности и эд;
р — коэффициент, принимаемый по табл. 4.77.
4.10.	Расчет соединений стальных конструкций
4,10.1.	Сварные соединения
Расчет сварных стыковых соединений на центральное растяжение или сжатие
следует производить по формуле:

(4.119)
где t — наименьшая толщина соединяемых элементов; lw — расчетная длина шва,
равная полной его длине, уменьшенной на 2/, или полной его длине в случае выво-
да концов шва за пределы стыка.
При расчете сварных стыковых соединений элементов конструкций в форму-
ле (4.119) вместо Rwy следует принимать R^J^.
Сварные соединения с угловыми швами при действии продольной и попереч-
ной сил следует рассчитывать на срез (условный) по двум сечениям (рис. 4.20):
по металлу шва (сечение /):
N/{Pfkfla,) <	(4.120)
по металлу границы сплавления (сечение 2):
N/(Pzkflw)<Ru.zYw2Yc,	(4.121)
где lw — расчетная длина шва, принимаемая меньше его полной длины на 10 мм;
Ду и Д2 — коэффициенты, принимаемые при сварке элементов из стали: с пределом
текучести до 53О МПа (5400 кгс/см2) — по табл. 4,34; с пределом текучести свыше
530 МПа (5400 кгс/см2) независимо от вида сварки, положения шва и диаметра
сварочной проволоки Ду = 0,7 и Д2 = 1; у^уи ywz — коэффициенты условий рабо-
ты шва, равные 1 во всех случаях, кроме конструкций, возводимых в климатиче-
ских районах 1р 12, П2 и П3, для которых ywf= 0,85 для металла шва с норма-
тивным сопротивлением Rwun = 410 МПа (4200 кгс/см2) и у1Р2 = 0,85 — для всех
сталей.
Для угловых швов, размеры которых установлены в соответствии с расчетом,
в элементах из стали с пределом текучести до 285 МПа (2900 кгс/см2) следует
применять электроды или сварную проволоку согласно табл. 4.3 настоящих норм,
для которых расчетные сопротивления срезу по металлу шва Rwf должны быть бо-
лее Rwz> а при ручной сварке — не менее чем в 1,1 раза превышать расчетные со-
344
противления срезу по металлу границы сплавления Ru,z, но не превышать значений
RyjzPz/Pfi в элементах из стали с пределом текучести свыше 285 МПа (2900 кгс/см2)
допускается применять электроды или сварочную проволоку, для которых выпол-
няется условие < Rwf< Rwzfiz/pf.
Рис. 4.20. Схема расчетных сечений сварного соединения с угловым швом:
1 — сечение по металлу шва; 2 — сечение по металлу границы сплавления
При выборе электродов или сварочной проволоки следует учитывать группы
конструкций и климатические районы, указанные в табл. 4.47.
• Расчет сварных соединений с угловыми швами на действие момента в плоско-
сти, перпендикулярной плоскости расположения швов, следует производить по
двум сечениям по формулам:
по металлу шва:
R *	Ус;
М
(4.122)
по металлу границы сплавления:
(4.123)
где Wf — момент сопротивления расчетного сечения по металлу шва; Wz — то
же, по металлу границы сплавления.
Расчет сварных соединений с угловыми швами на действие момента в плос-
кости расположения этих швов следует производить по двум сечениям по фор-
мулам:
по металлу шва:
Л/ / 2	2 п
, +у
(4.124)
345
по металлу границы сплавления:
(4.125)
где /д и /д — моменты инерции расчетного сечения по металлу шва относительно
его главных осей; Jzx и ]zy — то же , по металлу границы сплавления; х иу — ко-
ординаты точки шва, наиболее удаленной от центра тяжести расчетного сечения
швов, относительно главных осей этого сечения.
Сварные стыковые соединения, выполненные без физического контроля ка-
чества, при одновременном действии в одном и том же сечении нормальных
и касательных напряжений следует проверять по формуле (4.24), в которой зна-
чения ах, cfv, тху и Ry следует принимать соответственно: crx = crwx и оу = owy —
нормальные напряжения в сварном соединении по двум взаимно перпендикуляр-
ным направлениям; тху = xwxy — касательное напряжение в сварном соединении;
р _ р
**-цуу*
При расчете сварных соединений с угловыми швами на одновременное действие
продольной и поперечной сил и момента должны быть выполнены условия:
— Rwflwflc И Т2 < RwzfwzYc*	(4.126)
где ту и тг — напряжения в расчетном сечении соответственно по металлу шва
и по металлу границы сплавления, равные геометрическим суммам напряжений,
вызываемых продольной и поперечной силами и моментом.
4.10,2, Болтовые соединения
В болтовых соединениях при действии продольной силы N, проходящей че-
рез центр тяжести соединения, распределение этой силы между болтами следует
принимать равномерным.
Расчетное усилие которое может быть воспринято одним болтом, следу-
ет определять по формулам:
на срез:
Nb=RbsybAns\	(4.127)
на смятие:
Nb-Rkpnd2t;	(4.128)
на растяжение:
(4.129)
Примечание. Обозначения, принятые в формулах (4.127)—(4.129):
Rbsi Rbpt Rbt ~ расчетные сопротивления болтовых соединений;
d — наружный диаметр стержня болта;
346
A = nd2/4 — расчетная площадь сечения стержня болта;
АЬп — площадь сечения болта нетто; для болтов с метрической резьбой зна-
чение Afa следует принимать по прил. 1 к ГОСТ 22356-77*;
— наименьшая суммарная толщина элементов, сминаемых в одном на-
правлении;
ns — число расчетных срезов одного болта;
Yb — коэффициент условий работы соединения, который следует принимать
по табл. 4.34.
Табл. 4.34
Коэффициент условий работы соединения
Характеристика соединений	Коэффициент условий работы соединения
1. Многоболтовое в расчетах на срез и смятие при болтах: класса точности А	1,0
класса точности В и С, высокопрочных с нерегулируемым натяжением	0,9
2. Одноболтовое и многоболтовое в расчете на смятие при а = l,5t/ и b = 2d в элементах конструкций из стали с пределом текучести, МПа (кгс/см^): до 285 (2900)	0,8
св. 285 (2900) до 380 (3900)	0,75
Примечания:
1. Обозначения, принятые в таблице 4.34: а — расстояние вдоль усилия от края элемента до
центра ближайшего отверстия; b — то же, между центрами отверстий; d — диаметр отвер-
стия для болта.
2. Коэффициенты, установленные в поз. 1 и 2, следует учитывать одновременно.
3. При значениях расстояний а и Ь, промежуточных между указанными в пун. 2 табл. 4.38,
коэффициент следует определять линейной интерполяцией.
Для одноболтовых соединений следует учитывать коэффициенты условий ра-
боты ус. Количество п болтов в соединении при действии продольной силы N сле-
дует определять по формуле:
Vermin
(4.130)
где Nmin — меньшее из значений расчетного усилия для одного болта, вычислен-
ных согласно вышеприведенным требованиям.
При действии на соединение момента, вызывающего сдвиг соединяемых
элементов, распределение усилий на болты следует принимать пропорци-
онально расстояниям от центра тяжести соединения до рассматриваемого
болта.
Болты, работающие одновременно на срез и растяжение, следует проверять
отдельно на срез и растяжение.
347
Болты, работающие на срез от одновременного действия продольной силы
и момента, следует проверять на равнодействующее усилие.
В креплениях одного элемента к другому через прокладки или иные проме-
жуточные элементы^ а также в креплениях с односторонней накладкой количест-
во болтов должно быть увеличено против расчета на 10 %.
При креплениях выступающих полок уголков или швеллеров с помощью ко-
ротышей количество болтов, прикрепляющих одну из полок коротыша, должно
быть увеличено против расчета на 50 %.
4.10.3.	Соединения на высокопрочных болтах
Соединения на высокопрочных болтах следует рассчитывать в предположе-
нии передачи действующих в стыках и прикреплениях усилий через трение, возни-
кающее по соприкасающимся плоскостям соединяемых элементов от натяжения
высокопрочных болтов. При этом распределение продольной силы между болтами
следует принимать равномерным.
Расчетное усилие Qm, которое может быть воспринято каждой поверхностью
трения соединяемых элементов, стянутых одним высокопрочным болтом, следует
определять по формуле:
z-j ^ЫгУ b AbnV-
Qbh =-------------
УИ
(4.131)
где Rm — расчетное сопротивление растяжению высокопрочного болта; ц — ко-
эффициент трения, принимаемый по табл. 4.35; уь — коэффициент надежности,
принимаемый по табл. 4.36;	— площадь сечения болта нетто, определяемая по
табл. 4.62; % — коэффициент условий работы соединения, зависящий от количе-
ства п болтов, необходимых для восприятия расчетного усилия, и принимаемый
равным: 0,8 при п < 5; 0,9 при 5 < п < 10; 1,0 при п > 10.
Количество п высокопрочных болтов в соединении при действии продольной
силы следует определять по формуле:
7V
Q bhh с
(4.132)
где k — количество поверхностей трения соединяемых элементов.
Натяжение высокопрочного болта следует производить осевым усилием
& ~ R~bh ^Ьп'
Расчет на прочность соединяемых элементов, ослабленных отверстиями под
высокопрочные болты, следует выполнять с учетом того, что половина усилия,
приходящегося на каждый болт, в рассматриваемо^^ сечении уже передана силами
трения. При этом проверку ослабленных сечений следует производить: при дина-
мических нагрузках — по площади сечения нетто Ап, при статических нагруз-
ках — по площади сечения брутто А при Ап > 0,85А либо по условной площади
Ас = 1,18А„ при Ап < О,85А.
348
Табл. 4.35
Коэффициенты условий работы
	Способ	Коэф-	Коэффициенты	при нагрузке
	регули-	фициент	и при разности	номинальных
Способ обработки (очистки) соединяемых поверхностей	рования натя- жения болтов	трения /х	диаметров отверст динамической и <5 - 3-6; статической и й= 5—6	ий и болтов <5, мм динамической и Л - 1; статической и <5= 1-4
1. Дробеметный или дробеструй-	По М	0,58	1,35	1,12
Ный двух поверхностей без кон- сервации	По а	0,58	1,20	1,02
2. То же, с консервацией (ме-	ПоМ	0,50	1,35		 1,12
таллизацией распылением цин- ка или алюминия)	По а	0,50	1,20	1,02
3. Дробью одной поверхности	ПоМ	0,50	1,35.	1,12
с консервацией полимерным клеем и посыпкой карборундо- вым порошком, стальными щет- ками без консервации — другой поверхности	По а	0,50	1,20	1,02
4. Газоплазменный двух поверх-	ПоМ	0,42	1,35	1,12
ностей без консервации	По а	0,42	1,20	1,02
5. Стальными щетками двух	По М	0,35	1,35	1,17
поверхностей без консервации	По а	0,35	1,25	1,06
6. Без обработки	ПоМ По а	0,25 0,25	1,70 1,50	1,30 1,20
Примечания:
1.	Способ регулирования натяжения болтов по М означает регулирование по моменту закру-
чивания, а по а — по углу поворота гайки.
2.	Допускаются другие способы обработки соединяемых поверхностей, обеспечивающие зна-
чения коэффициентов трения д не ниже указанных в таблице.
4.10.4.	Соединения с фрезерованными торцами
В соединениях элементов с фрезерованными торцами (в стыках и базах ко-
лонн и т. п.) сжимающую силу следует считать полностью передающейся через
торцы.
Во внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах сварные швы и бол-
ты, включая высокопрочные, указанных соединений следует рассчитывать на мак-
симальное растягивающее усилие от действия момента и продольной силы при на-
иболее неблагоприятном их сочетании, а также на сдвигающее усилие от действия
поперечной силы.
349
4.10,5.	Поясные соединения в составных балках
Сварные швы и высокопрочные болты, соединяющие стенки и пояса состав-
ных двутавровых балок, следует рассчитывать согласно табл. 4.36.
Табл. 4.36
Формулы для расчета поясных соединений в составных балках
Характер нагрузки	Вид соединения	Формулы для расчета поясных соединений в составных балках
Неподвижная 1 Угловые швы: 1 двусторонние односторонние	1 1 •’43 ё а Ч- 3 «	о? vi ^2 СС СО.	n ГЧ	CQ. Ой, , Е-ч Е-< Е-ч Е"ч	(4.133) (4.134) (4.135) (4.136)
Высокопрочные болты	л < Qbh^c		 (4-137)
Подвижная Угловые швы двусторонние Высокопрочные болты	V(T2 + V^)/(2pfy) < W2 + V2)/(2pzkf)5 Я^2Гс cJlThaV/iQ^	(4.138) (4.139) (4.140)
Примечание: обозначения, принятые в табл. 4.36:
Т = QS/J — сдвигающее пояс усилие на единицу длины, вызываемое поперечной силой Qt
где 51 — статический момент брутто пояса балки относительно нейтральной оси; V = YfF/lef —
давление от сосредоточенного груза F (для подкрановых балок от давления колеса крана,
принимаемого без коэффициента динамичности), где уу — коэффициент, принимаемый со-
гласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздействиям, lef— условная длина распределе-
ния сосредоточенного груза, принимаемая по рекомендациям настоящей главы справочника;
а — коэффициент, принимаемый при нагрузке по верхнему поясу балки, в которой стенка
пристрогана к верхнему поясу, а = 0,4, а при отсутствии пристрожки стенки или при на-
грузке по нижнему поясу а = 1; а — шаг поясных высокопрочных болтов; 0^ — расчет-
ное усилие одного высокопрочного болта, определяемое по формуле (4.131); k — количест-
во поверхностей трения соединяемых элементов.
При отсутствии ребер жесткости для передачи больших неподвижных сосре-
доточенных нагрузок расчет прикрепления верхнего пояса следует выполнять как
для подвижной сосредоточенной нагрузки.
При приложении неподвижной сосредоточенной нагрузки к нижнему поясу
балки сварные швы и высокопрочные болты, прикрепляющие этот пояс к стенке,
следует рассчитывать по формулам (4.138)—(4.140) табл. 4.36 независимо от нали-
чия ребер жесткости в местах приложения грузов.
Сварные поясные швы, выполненные с проваром на всю толщину стенки,
следует считать равнопрочными со стенкой.
• В балках с соединениями на высокопрочных болтах с многолистовыми пояс-
ными пакетами прикрепление каждого из листов за местом своего теоретического
обрыва следует рассчитывать на половину усилия, которое может быть восприня-
то сечением листа. Прикрепление каждого листа на участке между действитель-
ным местом его обрыва и местом обрыва предыдущего листа следует рассчиты-
вать на полное усилие, которое может быть воспринято сечением листа.
350
4.11.	Общие требования по проектированию стальных
конструкций
4,11.1.	Основные положения
При проектировании стальных конструкций необходимо:
предусматривать связи, обеспечивающие в процессе монтажа и эксплуатации
устойчивость и пространственную неизменяемость сооружения и целом и его эле-
ментов, назначая их в зависимости от основных параметров сооружения и режи-
ма его эксплуатации (конструктивной схемы, пролетов, типов кранов и режимов
их работы, температурных воздействий и т. п.);
учитывать производственные возможности и мощность технологического
и кранового оборудования предприятий — изготовителей стальных конструк-
ций, а также подъемно-транспортное и другое оборудование монтажных орга-
низаций;
производить разбивку конструкций на отправочные элементы с учетом вида
транспорта и габаритов транспортных средств, рационального и экономичного
транспортирования конструкций на строительство и выполнения максимального
объема работ на предприятии-изготовителе;
использовать возможность фрезерования торцов для мощных сжатых и вне-
центренно-сжатых элементов (при отсутствии значительных краевых растягиваю-
щих напряжений) при наличии соответствующего оборудования на предприятии-
изготовителе;
предусматривать монтажные крепления элементов (устройство монтажных
столиков и т. п.);
в болтовых монтажных соединениях применять болты класса точности
В и С, а также высокопрочные, при этом в соединениях, воспринимающих
значительные вертикальные усилия (креплениях ферм, ригелей, рам и т. п.),
следует предусматривать столики; при наличии в соединениях изгибающих
моментов следует применять болты класса точности В и С, работающие на
растяжение.
При конструировании стальных сварных конструкций следует исключать
возможность вредного влияния остаточных деформаций и напряжений, в том
числе сварочных, а также концентрации напряжений, предусматривая соответ-
ствующие конструктивные решения (с наиболее равномерным распределением
напряжений в элементах и деталях, без входящих углов, резких перепадов се-
чения и других концентраторов напряжений) и технологические мероприятия
(порядок сборки и сварки, предварительных выгиб, механическую обработку
соответствующих зон путем строгания, фрезерования, зачистки абразивным
кругом и др.).
В сварных соединениях стальных конструкций следует исключать возмож-
ность хрупкого разрушения конструкций в процессе их монтажа и эксплуата-
ции в результате неблагоприятного сочетания следующих факторов: высоких
местных напряжений, вызванных воздействием сосредоточенных нагрузок или
деформаций деталей соединений, а также остаточных напряжений; резких
концентраторов напряжений на участках с высокими местными напряжениями
и ориентированных поперек направления действующих растягивающих напря-
жений; пониженной температуры, при которой данная марка стали в зависи-
351
мости от ее химического состава, структуры и толщины проката переходит в
хрупкое состояние.
При конструировании сварных конструкций следует учитывать, что конст-
рукции со сплошной стенкой имеют меньше концентраторов напряжений и ме-
нее чувствительны к эксцентриситетам по сравнению с решетчатыми конструк-
циями.
Стальные конструкции следует защищать от коррозии в соответствии со
СНиП по защите строительных конструкций от коррозии.
Защита конструкций, предназначенных для эксплуатации в условиях тропи-
ческого климата, должна выполняться по ГОСТ 15150-69*.
Конструкции, которые могут подвергаться воздействию расплавленного ме-
талла (в виде брызг при разливке металла, при прорыве металла из печей или
ковшей), следует защищать облицовкой или ограждающими стенками из огне-
упорного кирпича или жароупорного бетона, защищенными от механических по-
вреждений.
Конструкции, подвергающиеся длительному воздействию лучистой или кон-
векционной теплоты или кратковременному воздействию огня во время аварий
тепловых агрегатов, следует защищать подвесными металлическими экранами или
футеровкой из кирпича или жароупорного бетона.
4.11.2.	Сварные соединения
В конструкциях со сварными соединениями следует предусматривать приме-
нение высокопроизводительных механизированных способов сварки; обеспечивать
свободный доступ к местах выполнения сварных соединений с учетом выбранного
способа и технологии сварки.
Разделку кромок под сварку следует принимать по ГОСТ 8713-79*, ГОСТ 11533-75,
ГОСТ 14771-76*, ГОСТ 23518-79, ГОСТ 5264-80 и ГОСТ 11534-75.
Размеры и форму сварных угловых швов следует принимать с учетом следую-
щих условий:
а)	катеты угловых швов должны быть не более 1,2/, где t — наименьшая
толщина соединяемых элементов;
б)	катеты угловых швов kf следует принимать по расчету, но не менее ука-
занных в табл. 4.37;
в)	расчетная длина углового сварного шва должна быть не менее 4kf и не ме-
нее 40 мм;
г)	расчетная длина флангового шва должна быть не более 85/J/fy, за исключе-
нием швов, в которых усилие действует на всем протяжении шва;
д)	размер нахлестки должен быть не менее 5 толщин наиболее тонкого из
свариваемых элементов;
е)	соотношения размеров катетов угловых швов следует принимать, как пра-
вило, 1:1;
ж)	в конструкциях, воспринимающих динамические и вибрационные на-
грузки, а также возводимых в климатических районах 1-р I2» Из и Щ, угловые
швы следует выполнять с плавным переходом к основному металлу при обос-
новании расчетом на выносливость или на прочность с учетом хрупкого раз-
рушения.
352
Табл. 4.37
Длины катетов ребер жесткости, диафрагм и поясов сварных двутавров
Вид сое-	Вид	Предел	Минимальные катеты шпон Ау, мм,					при толщине	
дипения	сварки	текучести	более толстого из свариваемых .(лгмеигон /. мм						
		стали, МПа (кгс/ см2)	И'	6-10	11-16 117-22 - 4		23— 32	33 40	41-80
Тавровое с двусто- ронними	Ручная	До 430 (4400) Св. 430 (4400) до 530 (5400)	4 5	5 6	6 ! 7 7 • 8 1		8 9	V 10	io 12
угловыми швами; нахлес- точное и угловое	Автомати- ческая и полуавто- матичес- кая	До 430 (4400) Св? 430 (4400) до 530 (5400)	4		6	6 7	7 S	8 м	9 10 ‘
Тавровое с одно- сторон- ними угловы- ми швами	Ручная Автомати- ческая и полуав- томати- ческая	ДоJ380 (3900)	5 “	6 5 1_	7 ' 6	8 7 “	9 8	10 9	12 10
Примечания:
1. В конструкциях из стали с пределом текучести свыше 530 МПа (5400 кгс/см2), а также из
всех сталей при толщине элементов свыше 80 мм минимальные катеты угловых швов прини-
маются по специальным техническим условиям.
2. В конструкциях группы 4 минимальные катеты односторонних угловых швов.следует умень-
шать на 1 мм при толщине свариваемых элементов до 40 мм включительно и на 2 мм — при
толщине элементов свыше 40 мм.
Для прикрепления ребер жесткости, диафрагм и поясов сварных двутавров
допускается применять односторонние угловые швы, катеты которых kf следует
принимать по расчету, но не менее указанных в табл. 4.37.
Применение этих односторонних угловых швов не допускается в конструкци-
ях: группы I; эксплуатируемых в среднеагрессивной и сильноагрессивной средах
(классификация согласно СНиП по защите строительных конструкций от корро-
зии); возводимых в климатических районах I], 12, П2 и Щ.
Для расчетных и конструктивных угловых швов в проекте должны быть
указаны вид сварки, электроды или сварочная проволока, положение шва при
сварке.
Сварные стыковые соединения листовых деталей следует, как правило, вы-
полнять прямыми с полным проваром и с применением выводных планок.
В монтажных условиях допускается односторонняя сварка с подваркой кор-
ня шва и сварка на остающейся стальной подкладке.
Применение комбинированных соединений, в которых часть усилия воспри-
нимается сварными швами, а часть — болтами, не допускается.
I Полный спраночник проектиронщикл
353
Применение прерывистых швов, а также электрозаклепок, выполняемых руч-
ной сваркой с предварительным сверлением отверстий, допускается только в кон-
струкциях группы 4.
4.11.3.	Болтовые соединения и соединения на высокопрочных
болтах
Отверстия в деталях стальных конструкций следует выполнять согласно тре-
бованиям СНиП по правилам производства и приемки работ для металлических
конструкций.
Болты класса точности А следует применять для соединений, в которых от-
верстия просверлены на проектный диаметр в собранных элементах либо по кон-
дукторам в отдельных элементах и деталях, просверлены или продавлены на мень-
ший диаметр в отдельных деталях с последующим рассверливанием до проектного
диаметра в собранных элементах.
Болты класса точности В и С в многоболтовых соединениях следует приме-
нять для конструкций, изготовляемых из стали с пределом текучести до 380 МПа
(3900 кгс/см2).
Элементы в узле допускается крепить одним болтом.
Болты, имеющие по длине ненарезанной части участки с различными диамет-
рами, не допускается применять в соединениях, в которых эти болты работают на
срез.
Под гайки болтов следует устанавливать круглые шайбы по ГОСТ 11371-78*,
под гайки и головки высокопрочных болтов следует устанавливать шайбы по
ГОСТ 22355-77*. Для высокопрочных болтов по ГОСТ 22353-77* с увеличенными
размерами головок и гаек и при разности номинальных диаметров отверстия
и болта, не превышающей 3 мм, а в конструкциях, изготовленных из стали с вре-
менным сопротивлением не ниже 440 МПа (4500 кгс/см2), не превышающей 4 мм,
допускается установка одной шайбы под гайку.
Резьба болта, воспринимающего сдвигающее усилие, не должна находиться
на глубине более половины толщины элемента, прилегающего к гайке, или свыше
5 мм, кроме структурных конструкций, опор линий электропередачи и открытых
распределительных устройств и линий контактных сетей транспорта, где резьба
должна находиться вне пакета соединяемых элементов.
Болты (в том числе высокопрочные) следует размещать в соответствии
с табл. 4.38.
Табл. 4.38
Порядок размещения болтов
Характеристика расстояния
I ____________________________________________
i	1
(_ _ _________ . . .__________________
11.	Расстояния между центрами болтов в любом направлении:
а)	минимальное
б)	максимальное в крайних рядах при отсутствии окаймляющих уголков
при растяжении и сжатии
Расстояния
при размещении
___ болтов ___
2.5J*
или 12/
354
в) максимальное в средних рядах, а также в крайних рядах при наличии	
окаймляющих уголков:	
при растяжении	1(></ или 24/
при сжатии	12d или 18/
2. Расстояния от центра болта до края элемента:	
а) минимальное вдоль усилия	2d
б) то же, поперек усилия:	
при обрезных кромках	1,5</
при прокатных кромках	1,2</
в) максимальное	4J или 8/
г) минимальное для высокопрочных болтов при любой кромке и любом	
направлении усилия	i,:w
Примечания:
1. * В соединяемых элементах из стали с пределом текучести свыше 380 МПа (3900 кгс/см2)
минимальное расстояние между болтами следует принимать равным 3d.
2. Обозначения, принятые в таблице 4.38:
d — диаметр отверстия для болта;
t ~~ толщина наиболее тонкого наружного элемента.
3. В соединяемых элементах из стали с пределом текучести до 380 МПа (3900 кгс/см2) допус-
кается уменьшение расстояния от центра болта до края элемента вдоль усилия и мини-
мального расстояния между центрами болтов в случаях расчета с учетом соответствующих
коэффициентов условий работы соединений.
Соединительные болты должны размещаться, как правило, на максимальных рас-
стояниях, в стыках и узлах следует размещать болты на минимальных расстояниях.
При размещении болтов в шахматном порядке расстояние между их центра-
ми вдоль усилия следует принимать не менее а + l,5d, где а — расстояние между
рядами поперек усилия, d — диаметр отверстия для болта. При таком размеще-
нии сечение элемента Ап определяется с учетом ослабления его отверстиями, рас-
положенными только в одном сечении поперек усилия (не по «зигзагу»).
При прикреплении уголка одной полкой отверстие, наиболее удаленное от
его конца, следует размещать на риске, ближайшей к обушку.
В соединениях с болтами классов точности А, В и С (за исключением крепле-
ния второстепенных конструкций и соединений на высокопрочных болтах) долж-
ны быть предусмотрены меры против развинчивания гаек (постановка пружинных
шайб или контргаек).
4.12.	Дополнительные требования по проектированию здании
и сооружений
4.12.1.	Расстояния между температурными швами
Наибольшие расстояния между температурными швами стальных каркасов од-
ноэтажных зданий и сооружений следует принимать согласно табл. 4.39.
355
При превышении более чем на 5 % указанных в табл. 4.39 расстояний, а так-
же при увеличении жесткости каркаса стенами или другими конструкциями в рас-
чете следует учитывать климатические температурные воздействия, неупругие де-
формации конструкций и податливость узлов.
Табл. 4.39
Наибольшие расстояния между температурными швами
стальных каркасов
Наибольшие расстояния, м
	между	температурными швами			от температурного шва или торца здания до оси ближайшей	
Характеристика зданий	по длине блока (вдоль здания)		по ширине блока		вертикальной связи	
и сооружений		в климатических районах строительства				
	 Отапливаемые	всех, кроме Ц, I2, II2 и 1Ц	11. ь П2 и П3	всех, кроме Ц, I2, П2 и П3	Ib 12, П2 и П3	всех, кроме I], I2, II2 и П3	11. ь П2 и П3
здания	 Неотапливаемые		 230_	160	150	110	90	60
здания и горячие цехи	200	140	120	90	75	50
Открытые эстакады	130	100	—	—	50	40
Примечание: при наличии между температурными швами здания или сооружения двух верти-
кальных связей расстояние между последними в осях на должно превышать: для зданий —
40—50 м и для открытых эстакад — 25—30 м, при этом для зданий и сооружений, возводи-
мых в климатических районах Ц, I2, П2 и II3, должны приниматься меньшие из указанных
расстояний
4.12.2.	Фермы и структурные плиты покрытий
Оси стержней ферм и структур должны быть, как правило, центрированы во
всех узлах. Центрирование стержней следует производить в сварных фермах по
центрам тяжести сечений (с округлением до 5 мм), а в болтовых — по рискам
уголков, ближайшим к обушку.
Смещение осей поясов ферм при изменении сечений допускается не учиты-
вать, если оно не превышает 1,5 % высоты пояса.
При наличии эксцентриситетов в узлах элементы ферм и структур следует
рассчитывать с учетом соответствующих изгибающих моментов.
При приложении нагрузок вне узлов фермы пояса должны быть рассчитаны
на совместное действие продольных усилий и изгибающих моментов.
При пролетах ферм покрытий свыше 36 м следует предусматривать строи-
тельный подъем, равный прогибу от постоянной и длительной нагрузок. При пло-
ских кровлях строительный подъем следует предусматривать независимо от вели-
чины пролета, принимая его равным прогибу от суммарной нормативной нагрузки
плюс 1/200 пролета.
356
При расчете ферм с элементами из уголков или тавров соединения элементов
в узлах ферм допускается принимать шарнирными. При двутавровых, Н-образных
и трубчатых сечениях элементов расчет ферм по шарнирной схеме допускается,
когда отношение высоты сечения к длине элементов не превышает: 1/10 — для
конструкций, эксплуатируемых во всех климатических районах, кроме 1|, 12, 1Ь
и П3; 1/15 - в районах 12, П2 и П3.
При превышении этих отношений следует учитывать дополнительные изгиба-
ющие моменты в элементах от жесткости узлов. Учет жесткости узлов в фермах
разрешается производить приближенными методами; осевые усилия допускается
определять по шарнирной схеме.
Расстояние между краями элементов решетки и пояса в узлах сварных ферм
с фасонками следует принимать не менее а = 6/ — 20 мм, но не более 80 мм (здесь
t — толщина фасонки, мм).
Между торцами стыкуемых элементов поясов ферм, перекрываемых наклад-
ками, следует оставлять зазор не менее 50 мм.
Сварные швы, прикрепляющие элементы решетки фермы к фасонкам, следу-
ет выводить на торец элемента на длину 20 мм.
В узлах ферм с поясами из тавров, двутавров и одиночных уголков крепле-
ние фасонок к полкам поясов встык следует осуществлять с проваром на всю тол-
щину фасонки. В конструкциях группы 1. а также эксплуатируемых в климатичес-
ких районах 1], 12, П2 и П3 примыкание узловых фасонок к поясам следует выпол-
нять согласно п. 7 табл. 4.76.
4.12.3.	Колонны
Отправочные элементы сквозных колонн с решетками в двух плоскостях
следует укреплять диафрагмами, располагаемыми у концов отправочного эле-
мента.
В сквозных колоннах с соединительной решеткой в одной плоскости диа-
фрагмы следует располагать не реже чем через 4 м.
В центрально-сжатых колоннах и стойках с односторонними поясными шва-
ми в узлах крепления связей, балок, распорок и других элементов в зоне переда-
чи усилия следует применять двусторонние поясные швы, выходящие за контуры
прикрепляемого элемента (узла) на длину ЗОЛу- с каждой стороны.
Угловые швы, прикрепляющие фасонки соединительной решетки к колон-
нам внахлестку, следует назначать по расчету и располагать с двух сторон фа-
сонки вдоль колонны в виде отдельных участков в шахматном порядке,
при этом расстояние между концами таких швов не должно превышать 15 тол-
щин фасонки.
В конструкциях, возводимых в климатических районах 1ь 12, П2 и П3, а так-
же при применении ручной дуговой сварки швы должны быть непрерывными по
всей длине фасонки.
Монтажные стыки колонн следует выполнять с фрезерованными торцами,
сварными встык, на накладках со сварными швами или болтами, в том числе
высокопрочными. При приварке накладок швы следует не доводить до стыка
на 30 мм с каждой стороны. Допускается применение фланцевых соединений
с передачей сжимающих усилий через плотное касание, а растягивающих —
болтами.
357
4.12.4,	Связи
В каждом температурном блоке здания следует предусматривать самостоя-
тельную систему связей.
Нижние пояса подкрановых балок и ферм пролетом свыше 12 м следует ук-
реплять горизонтальными связями.
Вертикальные связи между основными колоннами ниже уровня подкрановых
балок при двухветвевых колоннах следует располагать в плоскости каждой из вет-
вей колонны.
Ветви двухветвевых связей, как правило, следует соединять между собой со-
единительными решетками.
Поперечные горизонтальные связи следует предусматривать в уровне
верхнего или нижнего поясов стропильных ферм в каждом пролете здания
по торцам температурных блоков. При длине температурного блока более
144 м следует предусматривать промежуточные поперечные горизонтальные
связи.
Стропильные фермы, не примыкающие непосредственно к поперечным свя-
зям, следует раскреплять в плоскости расположения этих связей распорками
и растяжками.
В местах расположения поперечных связей следует предусматривать верти-
кальные связи между фермами.
При наличии жесткого диска кровли в уровне верхних поясов следует преду-
сматривать инвентарные съемные связи для выверки конструкций и обеспечения
их устойчивости в процессе монтажа.
В покрытиях зданий и сооружений, эксплуатируемых в климатических райо-
нах 1Ь 12, П2 и II3, следует, как правило, предусматривать (дополнительно
к обычно применяемым) вертикальные связи посредине каждого пролета вдоль
всего здания.
Продольные горизонтальные связи в плоскости нижних поясов стропильных
ферм следует предусматривать вдоль крайних рядов колонн в зданиях с кранами
групп режимов работы 6К-8К по ГОСТ 25546-82; в покрытиях с подстропильными
фермами; в одно- и двупролетных зданиях с мостовыми кранами грузоподъемнос-
тью 1(Ут и более, а при отметке низа стропильных конструкций свыше 18 м — не-
зависимо от грузоподъемности кранов.
В зданиях с числом пролетов более трех горизонтальные продольные связи
следует размещать также вдоль средних рядов колонн не реже чем через пролет
в зданиях с кранами групп режимов работы 6К-8К по ГОСТ 25546-82 и через два
пролета — в прочих зданиях.
Горизонтальные связи по верхним и нижним поясам разрезных ферм пролет-
ных строений транспортерных галерей следует конструировать раздельно для
каждого пролета.
При применении крестовой решетки связей покрытий допускается расчет по
условной схеме в предположении, что раскосы воспринимают только растягиваю-
щие усилия.
При определении усилий в элементах связей обжатие поясов ферм, как пра-
вило, учитывать не следует.
При устройстве мембранного настила в плоскости нижних поясов ферм до-
пускается учитывать работу мембраны.
358
В висячих покрытиях с плоскостными несущими системами (двупоясными,
изгибно-жесткими вантами и т. п.) следует предусматривать вертикальные и гори-
зонтальные связи между несущими системами.
4.12.5.	Балки
Применять пакеты листов для поясов сварных двутавровых балок, как прави-
ло, не разрешается.
Для поясов балок на высокопрочных болтах допускается применять пакеты,
состоящие не более чем из трех листов, при этом площадь поясных уголков следу-
ет принимать равной не менее 30 % всей площади пояса.
Поясные швы сварных балок, а также швы, присоединяющие к основному се-
чению балки вспомогательные элементы (например, ребра жесткости), должны
выполняться непрерывными.
При применении односторонних поясных швов в сварных двутавровых бал-
ках, несущих статическую нагрузку, должны быть выполнены следующие требова-
ния: расчетная нагрузка должна быть приложена симметрично относительно по-
перечного сечения балки; должна быть обеспечена устойчивость сжатого пояса
балки; в местах приложения к поясу балки сосредоточенных нагрузок, включая
нагрузки от ребристых железобетонных плит, должны быть установлены попереч-
ные ребра жесткости.
В ригелях рамных конструкций у опорных узлов следует применять двусто-
ронние поясные швы.
• Ребра жесткости сварных балок должны быть удалены от стыков стенки на
расстояние не менее 10 толщин стенки. В местах пересечения стыковых швов
стенки балки с продольным ребром жесткости швы, прикрепляющие ребро к стен-
ке, следует не доводить до стыкового шва на 40 мм.
В сварных двутавровых балках конструкций групп 2—4 следует, как правило,
применять односторонние ребра жесткости с расположением их с одной стороны
балки. В балках с односторонними поясными швами ребра жесткости следует рас-
полагать со стороны стенки, противоположной расположению односторонних по-
ясных швов.
4.12.6.	Подкрановые балки
Расчет на прочность подкрановых балок следует выполнять на действие вер-
тикальных и горизонтальных нагрузок.
Расчет на прочность стенок подкрановых балок (за исключением балок, рас-
считываемых на выносливость, для кранов групп режимов работы 7К в цехах ме-
таллургических производств и 8К по ГОСТ 25546-82) следует выполнять по фор-
муле (4.24), в которой при расчете сечений на опорах неразрезных балок вместо
коэффициента 1,15 следует принимать коэффициент 1,3.
Подкрановые балки следует рассчитывать на выносливость, при этом следует
принимать а = 0,77 при кранах групп режимов работы 7К (в цехах металлургиче-
ских производств) и 8К по ГОСТ 25546-82 и а = 1,1 в остальных случаях.
В подкрановых балках для кранов групп режимов работы 7К (в цехах метал-
лургических производств) и 8К по ГОСТ 25546-82 стенки дополнительно следует
рассчитывать на прочность и на выносливость.
359
Расчет подкрановых балок на прочность и на выносливость следует произво-
дить на действие крановых нагрузок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП
по нагрузкам и воздействиям.
В сжатой зоне стенок подкрановых балок из стали с пределом текучести до
400 МПа (4100 кгс/см2) должны быть выполнены условия:
fax + У ~ (СТх + Чое,! )а1х,у + °к,у +	)2 Д • Ry (4Л41>
(4.142)
°loc,y~h °fy< Ry*	(4.143)
тд.у + Ti0C Xy + Tf>xy< Rst	(4.144)
_Q. tl'f - _	'IM.t	_ __ т,	;сгд =	г = 0,25о\ : !ос,ху	’ loc.y’ Jy	J ’ f ,xy	Jyi J f	»	(4.145)
P — коэффициент, принимаемый равным 1,15 для расчета разрезных балок
и 1,3 — для расчета сечений на опорах неразрезных балок.
В формулах (4.141—4.145): М, Q — соответственно изгибающий момент и по-
перечная сила в сечении балки от расчетной нагрузки; ур — коэффициент увели-
чения вертикальной сосредоточенной нагрузки на отдельное колесо крана, прини-
маемый согласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздействиям; F — расчет-
ное давление колеса крана без учета коэффициента динамичности; /гу — условная
длина, определяемая по формуле:
1е/ ~с '	1
(4.146)
где с — коэффициент, принимаемый для сварных и прокатных балок 3,25, для ба-
лок на высокопрочных болтах — 4,5; Jif — сумма собственных моментов инерции
пояса балки и кранового рельса или общий момент инерции рельса и пояса в слу-
чае приварки рельса швами, обеспечивающими совместную работу рельса и пояса;
Mt — местный крутящий момент, определяемый по формуле:
Mt = Fe+0,75Qthr,	(4.147)
где е — условный эксцентриситет, принимаемый равным 15 мм; Qt — поперечная
расчетная горизонтальная нагрузка, вызываемая перекосами мостового крана
и непараллельностью крановых путей, принимаемая согласно требованиям СНиП
по нагрузкам и воздействиям; hr — высота кранового рельса; /у- = Д + Ь^/3 —
сумма собственных моментов инерции кручения рельса и пояса, где tjnbf— соот-
ветственно толщина и ширина верхнего (сжатого) пояса балки.
Все напряжения в формулах (4.141)—(4.145) следует принимать со знаком «плюс».
360
Расчет на выносливость верхней зоны стенки составной подкрановой балки
следует выполнять по формуле:
0,5^2+0,36r^+ 0,+0,5стл £ Rv,	(4.148)
где Rv — расчетное сопротивление усталости для всех сталей, принимаемое рав-
ным соответственно для балок сварных и на высокопрочных болтах: Rv г 75 МПа
(765 кгс/см2) и 95 МПа (930 кгс/см2) для сжатой верхней зоны стенки (сечения
в пролете балки); Rn = 65 МПа (665 кгс/см2) и 89 МПа (875 кгс/см2) для растяну-
той верхней зоны стенки (опорные сечения неразрезных балок).
Значения напряжений в формуле (4.148) следует определять от крановых нагру-
зок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздействиям.
Верхние поясные швы в подкрановых балках для кранов групп режимов ра-
боты 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546-82 должны
быть выполнены с проваром на всю толщину стенки.
Свободные кромки растянутых поясов подкрановых балок и балок рабочих
площадок, непосредственно воспринимающих нагрузку от подвижных составов,
должны быть прокатными, строганными или обрезанными машинной кислородной
или плазменно-дуговой резкой.
Ширина выступающей части двустороннего ребра жесткости должна быть не
менее 90 мм. Двусторонние поперечные ребра жесткости не должны привариваться
к поясам балки. Торцы ребер жесткости должны быть плотно пригнаны к верхнему
поясу балки; при этом в балках под краны групп режимов работы 7К (в цехах ме-
таллургических производств) и 8К по ГОСТ 25546-82 необходимо строгать торцы,
примыкающие к верхнему поясу.
В балках под краны групп режимов работы IK—5К по ГОСТ 25546-82 допус-
кается применять односторонние поперечные ребра жесткости с приваркой их
к стенке и к верхнему поясу.
Расчет на прочность подвесных балок крановых путей (монорельсов) следует
выполнять с учетом местных нормальных напряжений в месте приложения давле-
ния от колеса крана, направленных вдоль и поперек оси балки.
4.12.7.	Листовые конструкции
Контур поперечных элементов жесткости оболочек следует проектировать
замкнутым.
Передачу сосредоточенных нагрузок на листовые конструкции следует, как
правило, предусматривать через элементы жесткости.
В местах сопряжении оболочек различной формы следует применять, как
правило, плавные переходы в целях уменьшения местных напряжений.
Выполнение всех стыковых швов следует предусматривать либо двусторон-
ней сваркой, либо односторонней сваркой с подваркой корня или на подкладках.
В проекте следует указывать на необходимость обеспечения плотности со-
единений конструкций, в которых эта плотность требуется.
В листовых конструкциях следует, как правило, применять сварные соедине-
ния встык. Соединения листов толщиной 5 мм и менее, а также монтажные соеди-
нения допускается предусматривать внахлестку.
361
При конструировании листовых конструкций необходимо предусматривать ин-
дустриальные методы их изготовления и монтажа путем применения листов и лент
больших размеров; способа рулонирования, изготовления заготовок в виде скорлуп
и др.; раскроя, обеспечивающего наименьшее количество отходов; автоматической
сварки; минимального количества сварных швов, выполняемых на монтаже.
При проектировании прямоугольных иди квадратных в плане плоских мембран
покрытий в углах опорных контуров следует применять, как правило, плавное сопря-
жение элементов контура. Для мембранных конструкций следует, как правило, приме-
нять стали с повышенной стойкостью против коррозии.
4.12.8.	Монтажные крепления
Монтажные крепления конструкций зданий и сооружений с подкрановыми
балками, рассчитываемыми на выносливость, а также конструкций под железнодо-
рожные составы следует осуществлять на сварке или высокопрочных болтах.
Болты классов точности В и С в монтажных соединениях этих конструкций допу-
скается применять для крепления прогонов, элементов фонарной конструкции, связей
по верхним поясам ферм (при наличии связей по нижним поясам или жесткой кровли),
вертикальных связей по фермам и фонарям, а также элементов фахверка; для крепле-
ния связей по нижним поясам ферм при наличии жесткой кровли (железобетонных или
армированных плит из ячеистых бетонов, стального профилированного настила и т. п.);
для крепления стропильных и подстропильных ферм к колоннам и стропильных ферм
к подстропильным при условии передачи вертикального опорного давления через сто-
лик; для крепления разрезных подкрановых балок между собой, а также для крепления
их нижнего пояса к колоннам, к которым не крепятся вертикальные связи; для крепле-
ния балок рабочих площадок, не подвергающихся воздействию динамических нагрузок;
для крепления второстепенных конструкций.
4.12.9.	Каркасные здания
Для перераспределения изгибающих моментов в элементах рамных систем
допускается применение в узлах соединения ригелей с колоннами стальных накла-
док, работающих в пластической стадии.
Накладки следует выполнять из сталей с пределом текучести до 345 МПа
(3500 кгс/см2).
Усилия в накладках следует определять при минимальном пределе текучести
ay,min = Куп и максимальном пределе текучести ay>max = Ryn + 100 МПа (1000 кгс/см2).
Накладки, работающие в пластической стадии, должны иметь строганные
или фрезерованные продольные кромки.
4.12.10.	Висячие покрытия
Для конструкций из нитей следует, как правило, применять канаты, пряди
и высокопрочную проволоку. Допускается применение проката.
Кровля висячего покрытия, как правило, должна быть расположена непосредствен-
но на несущих нитях и повторять образуемую ими форму. Допускается кровлю поднять
над нитями, оперев на специальную надстроечную конструкцию, или подвесить к нитям
снизу. В этом случае форма кровли может отличаться от формы провисания нитей.
362
Очертания опорных контуров следует назначать с учетом кривых давления от
усилии в прикрепленных к ним нитях при расчетных нагрузках.
Висячие покрытия следует рассчитывать на стабильность формы от временных
нагрузок, в том числе от вегрового отсоса, которая должна обеспечивать герметич-
ность принятой конструкции кровли. При этом следует проверять изменение кривиз-
ны покрытия по двум направлениям — вдоль и поперек нитей. Необходимая ста-
бильность достигается с помощью конструктивных мероприятий: увеличением натя-
жения нити за счет веса покрытия или предварительного напряжения; созданием
специальной стабилизирующей конструкции; применением изгибно-жсстких нитей;
превращением системы нитей и кровельных плит в единую конструкцию.
Сечение нити должно быть рассчитано по наибольшему усилию, возникающе-
му при расчетной нагрузке, с учетом изменения заданной геометрии покрытия.
В сетчатых системах, кроме этого, сечение нити должно быть проверено на усилие
от действия временной нагрузки, расположенной только вдоль данной нити.
Вертикальные и горизонтальные перемещения нитей и усилия в них следует
определять с учетом нелинейности работы конструкций покрытия.
Коэффициенты условий работы нитей из канатов и их закреплений следует при-
нимать в соответствии с разд. 16. Для стабилизирующих канатов, если они не являют-
ся затяжками для опорного контура, коэффициент условий работы = 1.
Опорные узлы нитей из прокатных профилей следует выполнять, как прави-
ло, шарнирными.
4.12.11.	Прочие нормативные требования
Прогибы и перемещения элементов конструкций не должны превышать пре-
дельных значений, установленных СНиП по нагрузкам и воздействиям.
4.13.	Сортамент и физические свойства строительных сталей
Табл. 4.40
Стали для стальных конструкций зданий и сооружений
г Сталь	ГОСТ или ТУ	Категория стали для климатического района		
		строительства (	эасчетная температура, °C)	
		П4(-30>/>-40) И5 и др. (/>-30)	12, П2 и П3 h (-40>/ >-50)	(-5О>/>-65)
1	2	• 3	4		5		
[Группа 1. Сварные конструкции либо их элементы, работающие в особо тяжелых условиях
| или подвергающиеся непосредственному воздействию динамических, вибрационных или по-
движных нагрузок [подкрановые балки; балки рабочих площадок; элементы конструкций
бункерных и разгрузочных эстакад, непосредственно воспринимающих нагрузку от подвижных
составов; фасонки ферм; пролетные строения транспортных галерей; сварные специальные
опоры больших переходов линий электропередачи (ВЛ) высотой более 60 м; элементы оття-
жек мачт и оттяжечных узлов; балки под краны гидротехнических сооружений и т. п.].
С255	ГОСТ 27772-88	+ •	—	—
С285		+	—	—
С345		3	3	4а)
363
L_______1______________J . . 2
• C375	I
C390
j C390K
iC440___________
3	_[’	4	_ Г 5
3	1	3	|	44
+	;	+	i 4-6)
+	I	4-	! 4-6)
•+_ _ J _ 4^)4-6)
Группа 2. Сварные конструкции либо их элементы, работающие при статической нагрузке]
[фермы; ригели рам; балки перекрытий и покрытий; косоуры лестниц; опоры ВЛ, за исклю-i
|чением сварных опор больших переходов; опоры ошиновки открытых распределительных yc-j
тройств подстанций (ОРУ); опоры под выключатели ОРУ; опоры транспортерных галерей; j
элементы контактной сети транспорта (штанги, анкерные оттяжки, хомуты); прожекторные;
мачты; элементы комбинированных опор антенных сооружений; трубопроводы ГЭС и насос-1
ных станций; облицовки водоводов; закладные части затворов и другие растянутые, растяну-
! то-изгибаемые и изгибаемые элементы], а также конструкции и их элементы группы 1 при!
отсутствии сварных соединений и балки подвесных путей из двутавров по ГОСТ 19425-74*
и ТУ 14-2-427-80 при наличии сварных монтажных соединений.			
С245	; +г)		Г’	’
С255	+	—	-
С275	1	+г)			
С285	1 1	—	
С345	1	 3	4»,л)
С345К			
С375	ГОСТ 27772-88 :	1	3	4а,Д)
С390	;	4-	+	+б)
С390К	i +	+	+6)
С440	1	-1-	4-	4-в)
С590	:	-1-	—	
С590К		4-	4-
ВСтЗкп толщиной	ГОСТ 10705-80* :		
до 4 мм	группа В, табл. 1 |	2е)	2е)	—
ВСтЗпс толщиной до 5,5 мм	То же	2е)	—	—
ВСтЗпс толщиной 6—10 мм	То же	6	—	
16Г2АФ толщиной 6—9 мм	ТУ 14-3-567-76 |	4-	4-	_ +
Группа 3. Сварные конструкции либо их элементы, работающие при статической нагрузке
[колонны; стойки; опорные плиты; элементы настила перекрытий; конструкции, поддержи-,
вающие технологическое оборудование; вертикальные связи по колоннам с напряжением
в связях свыше 0,4/?у; анкерные, несущие и фиксирующие конструкции (опоры, ригели жест-
ких поперечин, фиксаторы) контактной сети транспорта; опоры под оборудование ОРУ, кро-
;ме опор под выключатели; элементы стволов и башен антенных сооружений; колонны бето-!
новозных эстакад, прогоны покрытий и другие сжатые и сжато-изгибаемые элементы],!
а также конструкции и их элементы группы 2 при отсутствии сварных соединений.____
С235	|	4-в»и)		—
С245	4-	—	—
С255	4-	.|_ж)	—
С275	4-	—	—
С285	4-	4-ж)	—
С345	1	1	2 или 3
С345К	ГОСТ 27772-88 1	+	4-	—
С375	1	1	2 или 3
С390	4-	4-	4-
С390К	4-	4-	* 4"
С440	4-	4-	+
364
I
1	2	3	4	5
С59О		-1-	—	—
С59ОК ВСтЗкп толщиной	ГОСТ 10705-80*,	—	4-	4-
до 4 мм	группа В, табл. 1	2е)	2<0	—
ВСтЗкп толщиной 4,5—10 мм ВСтЗпс толщиной 5—15 мм	То же ГОСТ 10706-76*, группа В, с доп. тре-	2е)	—	
ВСтЗпс толщиной до 5,5 мм	бованием по п. 1.6 ГОСТ 10705-80*,	4	—	—
ВСтЗпс толщиной 6—10 мм	группа В, табл. 1 ГОСТ 10705-80*,	2е)	2е)	—
ВСтЗсп толщиной 5—15 мм	группа В, табл. 1 ГОСТ 10706-76*, группа В, с доп. тре-	6	—	—
ВСтЗсп толщиной 6—10 мм	бованием по п. 1.6 ГОСТ 10705-80*,	—	4	—
	группа В, табл. 1	—	5	—
16Г2АФ толщиной 6—9 мм	ТУ 14-3-567-76	-1-	4-	4-
Группа 4. Вспомогательные конструкции зданий и сооружений (связи, кроме указанных				
в группе 3; элементы фахверка; лестницы; трапы; площадки; ограждения; металлоконструк-				
ции кабельных каналов; второстепенные элементы сооружений и т. п.), а также конструкции и их элементы группы 3 при отсутствии сварных соединений.				
С235		4-	—	
С245		—	4-	4-
С25У	ГОСТ 27772-88	—	4-	4-
С275		—	4-	4-
С285 ВСтЗкп толщиной до 4 мм	ГОСТ 10705-80*,	—	4-	4-
	группа В, табл. 1	2е)	2е)	2е)
ВСтЗкп толщиной 4,5—10 мм ВСтЗпс толщиной 5—15 мм	То же ГОСТ 10706-76*, группа В, с доп. тре-	2е)	—	—
ВСтЗпс толщиной до 5,5 мм	бованием по п. 1.6 ГОСТ 10705-80*,	4	4	—
	группа В, табл. 1	2е)	2е)	2е)
ВСтЗпс толщиной 6—10 мм	То же	6	6	—
Примечания:
1.	Обозначения, принятые в табл. 4.40:
а)	фасонный прокат толщиной до 11 мм, а при согласовании с изготовителем — до 20 мм;
листовой — всех толщин;
б)	требование по ограничению углеродного эквивалента по ГОСТ 27772-88 для толщин
свыше 20 мм;
в)	требование по ограничению углеродного эквивалента по ГОСТ 27772-88 для всех толщин;
г)	для района Щ, для неотапливаемых зданий и конструкций, эксплуатируемых при тем-
пературе наружного воздуха, применять прокат толщиной не более 10 мм;
д)	при толщине проката не более 11 мм допускается применять сталь категории 3;
е)	кроме опор ВЛ, ОРУ и КС;
ж)	прокат толщиной до 10 мм и с учетом требований разд. 10;
365
и)	кроме района 1Ц для неотапливаемых зданий и конструкций, эксплуатируемых при тем-
пературе наружного воздуха.
Знак «+» означает, что данную сталь следует применять; знак «-» означает, что данную
сталь в указанном климатическом районе применять не следует.
2.	Требования таблицы не распространяются на стальные конструкции специальных соору-
жений: магистральные и технологические трубопроводы, резервуары специального назна-
чения, кожухи доменных печей и воздухонагревателей и т. п. Стали для этих конструкций
устанавливаются соответствующими СНиП или другими нормативными документами.
3.	Требования настоящей таблицы распространяются на листовой прокат толщиной от 2 мм
и фасонный прокат толщиной от 4 мм по ГОСТ 27772-88, сортовой прокат (круг, квадрат,
полоса) по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380-71** (с 1990 г. ГОСТ 535-88) и ГОСТ 19281-73*. Ука-
занные категории стали относятся к прокату толщиной не менее 5 мм. При толщине менее
5 мм приведенные в таблице стали применяются без требований по ударной вязкости.
Для конструкций все групп, кроме группы 1 и опор ВЛ и ОРУ, во всех климатических рай-
онах, кроме Ij, допускается применять прокат толщиной менее 5 мм из стали С235 по
ГОСТ 27772-88.
4.	Климатические районы строительства устанавливаются в соответствии с ГОСТ 16350-80
«Климат СССР. Районирование и статистические параметры климатических факторов для
технических целей». Указанные в головке таблицы в скобках расчетные температуры соот-
ветствуют температуре наружного воздуха соответствующего района, за которую прини-
мается средняя температура наиболее холодной пятидневки согласно указаниям СНиП по
строительной климатологии и геофизике.
5.	К конструкциям, подвергающимся непосредственному воздействию динамических, вибра-
ционных или подвижных нагрузок, относятся конструкции либо их элементы, подлежащие
расчету на выносливость или рассчитываемые с учетом коэффициентов динамичности.
6.	При соответствующем технико-экономическом обосновании стали С345, С375, С440, С590,
С59ОК, 16Г2АФ могут заказываться как стали повышенной коррозионной стойкости (с ме-
дью) - С345Д, С375Д, С440Д, С59ОД, С590КД, 16Г2АФД.
7.	Применение термоупрочненного с прокатного нагрева фасонного проката из стали С345Т
и С375Т, поставляемого по ГОСТ 27772-88 как сталь С345 и С375, не допускается в конст-
рукциях, которые при изготовлении подвергаются металлизации или пластическим дефор-
мациям при температуре выше 700 °C.
8.	Бершовные горячедеформированные трубы по ГОСТ 8731-87 допускается применять только
для элементов специальных опор больших переходов линий электропередачи высотой бо-
лее 60 м, для антенных сооружений связи и других специальных сооружений, при этом
следует применять марки стали: во всех климатических районах, кроме Ц, I2, IIj и II3,
марку 20 по ГОСТ 8731-87, но с дополнительным требованием по ударной вязкости при
температуре минус 20 °C не менее 30 Дж/см^ (Зкгс* м/см^); в климатических районах I2,
II2 и П3 — марку 09Г2С по ГОСТ 8731-87, но с дополнительным требованием по ударной
вязкости при температуре минус 40 °C не менее 40 Дж/см2 (4 кгс* м/см^) при толщине
стенки до 9 мм и 35 Дж/см^ (3,5 кгс* м/см^) при толщине стенки 10 мм и более.
Не допускается применять бесшовные горячедеформированные трубы, изготовленные из слит-
ков, имеющих маркировку с литером «Л», не прошедшие контроль неразрушающими методами.
9.	К сортовому прокату (круг, квадрат, полоса) по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380-71* (с 1990 г.
ГОСТ 535-88) и ГОСТ 19281-73* предъявляются такие же требования, как к фасонному
прокату такой же толщины по ГОСТ 27772-88. Соответствие марок сталей по ТУ 14-1-3023-80,
ГОСТ 380-71*, ГОСТ 19281-73* и ГОСТ 19282-73* сталям по ГОСТ 27772-88 следует опре-
делять по табл. 4.41.
366
Табл. 4.41
367
Нормативные и расчетные сопротивления при растяжении, сжатии
и изгибе листового, широкополосного универсального и фасонного проката
по ГОСТ 27772-88 для стальных конструкций зданий и сооружений
Сталь	Толщина проката^, мм	Нормативное сопротивление2, МПа (кгс/мм2), проката				Расчетное сопротивление		3, МПа (кгс/см2), проката	
		листового, ши рокополосного универсального		фасонного		листового, широкополосного универсального		фасонного	
		Кун	Кип	Куп	Кип	Ry	Ru				ъ
1	2	3	4	5	6		7	8	9	10
С235	От 2 до 20	235 (24)	360 (37)	235 (24)	360 (37)	230 (2350)	350 (3600)	230 (2350)	350 (3600)
	Св. 20 до 40	225 (23)	360 (37)	225 (23)	360 (37)	220 (2250)	350 (3600)	220 (2250)	350 (3600)
	Св. 40 до 100	215 (22)	360 (37)	—	—	210 (2150)	350 (3600)		-
	Св. 100	195 (20)	360 (37)	—	—	190 (1950)	350 (3600)	—	
С245	От 2 до 20	245 (25)	370 (38)	245 (25)	370 (38)	240 (2450)	360 (3700)	240 (2450)	360 (3700)
	Св. 20 до 30	—	—	235 (24)	370 (38)	—	—	230 (2350)	360 (3700)
С255	От 2 до 3,9	255 (26)	380 (39)	—	—	250 (2550)	370 (3800)	—	—
	От 4 до 10	245 (25)	380 (39)	255 (26)	380 (39)	240 (2450)	370 (3800)	250 (2550)	370 (3800)
	Св. 10 до 20	245 (25)	370 (38)	245 (25)	370 (38)	240 (2450)	360 (3700)	240 (2450)	360 (3700)
	Св. 20 до 40	235 (24)	370 (38)	235 (24)	370 (38)	230 (2350)	360 (3700)	230 (2350)	360 (3700)
С275	От 2 до 10	275 (28)	380 (39)	275 (28)	390 (40)	270 (2750)	370 (3800)	270 (2750)	380 (3900)
	Св. 10 до 20	265 (27)	370 (38)	275 (28)	380 (39)	260 (2650)	360 (3700)	270 (2750)	370 (3800)
С285	От 2 до 3,9	285 (29)	390 (40)	—	—	280 (2850)	380 (3900)	—	—
	От 4 до 10	275 (28)	390 (40)	285 (29)	400 (41)	270 (2750)	380 (3900)	280 (2850)	390 (4000)
	Св. 10 до 20	265 (27)	380 (39)	275 (28)	390 (40)	260 (2650)	370 (3800)	270 (2750)	380 (3900)
С345	От 2 до 10	345 (35)	490 (50)	345 (35)	490 (50)	335 (3400)	480 (4900)	335 (3400)	480 (4900)
368
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
	Св. 10 до 20	325 (33)	470 (48)	325 (33)	470 (48)	315 (3200)	460 (4700)	315 (3200)	460 (4700)
	Св. 20 до 40	305 (31)	460 (47)	305 (31)	460 (47)	300 (3050)	450 (4600)	300 (3050)	450 (4600)
	Св. 40 до 60	285 (29)	450 (46)	—	—	280 (2850)	440 (4500)	—	—
	Св. 60 до 80	275 (28)	440 (45)	—	—	270 (2750)	430 (4400)	—	—
	Св. 80 до 160	265 (27)	430 (44)	—	—	260 (2650)	420 (4300)	—	
С345К	От 4 до 10	345 (35)	470 (48)	345 (35)	470 (48)	335 (3400)	460 (4700)	335 (3400)	460 (4700)
С375	От 2 до 10	375 (38)	510 (52)	375 (38)	510 (52)	365 (3700)	500 (5100)	365 (3700)	500 (5100)
	Св. 10 до 20	355 (36)	490 (50)	355 (36)	490 (50)	345 (3500)	480 (4900)	345 (3500)	480 (4900)
j	Св. 20 до 40	335 (34)	480 (49)	335 (34)	480 (49)	325 (3300)	47014800)	325 (3300)	470 (4800)
С390	От 4 до 50	390 (40)	540 (55)				380 (3850)	530 (5400)	—	-
С390К	От 4 до 30	390 (40)	540 (55)	—		380 (3850)	530 (5400)	—		~
С440	От 4 до 30	440 (45)	590 (60)	—		430 (4400)	575 (5850)	—	
	Св. 30 до 50	410 (42)	570 (58)	—		400 (4100)	555 (5650)	—	—
С590	От 10 до 36	540 (55)	635 (65)			515 (5250)	605 (6150)	—	—
С59ОК	От 16 до 40	540 (55)	635 (65)		—	515 (5250)	605 (6150)		—
Примечания:
1.	к За толщину фасонного проката следует принимать толщину полки (минимальная его толщина 4 мм).
2.	За нормативное сопротивление приняты нормативные значения предела текучести и временного сопротивления по ГОСТ 27772-88'.
3.	\ Значения расчетных сопротивлений получены делением нормативных сопротивлений на коэффициенты надежности по материалу, определенные в со-
ответствии с табл. 4.2, с округлением до 5 МПа (50 кгс/см^).
4.	Нормативные и расчетные сопротивления проката из стали повышенной коррозионной стойкости следует принимать такими же, как для соответствую-
щих сталей без меди.
Гибл. 4.42
Нормативные и расчетные сопротивления при растяжении,
сжатии и изгибе труб для стальных конструкций зданий и сооружений
Марки стали	ГОСТ или ТУ	Толщина стенки, мм	Нормативное сопротив- ление^ МПа (кгс/см2)	
			Ryn	«яв
ВСтЗкп, ВСтЗпс, ВСтЗсп	ГОСТ 10705-80*	До 10	225 (23,0)	370 (38,0)
ВСтЗпс,	ГОСТ 10706-76*	5-15	245 (25,0)_	370 (38,0)
ВСтЗсп20	ГОСТ 8731-87	4-36	245 (25,С)	410 (42,0)
16Г2АФ	ТУ 14-3-567-76	6-9	440 (45,0)	590 (60,0)
Расчетное сопротив- |
леиие2, МПа (кгс/см2) |
Ru
215	(2200)	350	(3550)'
235	(2400)	I	350	(355O)J
225	(2300)	375	(3800^;
400	(4100)	I	535	(5450)!
Примечания:
1. За нормативные сопротивления приняты минимальные значения предела текучести и временно-
го сопротивления, приводимые в государственных стандартах или технических условии, МПа
(кге/мм2). В тех случаях, когда эти значения в государственных стандартах или технических
условиях приведены только в одной системе единиц — (кгс/ мм2), нормативные сопротивления,
МПа, вычислены умножением соответствующих величии па 9,81 г округлением до 5 МПа.
2. Значения расчетных сопротивлений получены делением нормативны?: сопротивлений, МПа,
на коэффициенты надежности по материалу, даны с округлением до 5 МПа; значения расчет-
ных сопротивлений, кгс/см2, получены делением расчетных сопротивлений, МПа, на 0,0981.
Табл. 4,43
Марки стали, заменяемые сталями по ГОСТ 27772-88
Стали по ГОСТ 27772-88 1	Заменяемая марка стали 2	ГОСТ или ТУ
		3
С235	ВСтЗкп2, ВСтЗкп2-1, 18кп	ГОСТ 380-71**, ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 23570-79
С245	ВСтЗпсб (листовой прокат толщиной до 20 мм, фасонный — до 30 мм), ВСтЗпсб-1, 18пс	ГОСТ 380-71**, ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 23570-79
С255	ВСтЗсп5, ВСтЗГпс5, ВСтЗпсб (листовой прокат толщиной св. 20 до 40 мм, фасонный — св. 30 мм), ВСтЗспИ, ВСтЗГпс5-1, 18сп, 18Гпс, 18Гсп	ГОСТ 380-71»*, ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 23570-79
С275	ВСтЗпсб-2	ТУ 14-1-3023-80
С285	ВСтЗсп5-2, ВСтЗГпс5-2	ТУ 14-1-3023-80
С345, С345Т	09Г2 09Г2С, 14Г2 (листовой, фасонный прокат толщи- ной до 20 мм), 15ХСНД (листовой прокат толщи- ной до 10 мм, фасонный — до 20 мм) 12Г2С гр. 1 09Г2 гр. 1, 09Г2 гр. 2, 09Г2С гр. 1, 14Г2 гр. 1 (фасонный — до 20 мм)	ГОСТ 19281-73*, ГОСТ 19282-73* ГОСТ 19282-73* ТУ’ 14-1-4323-88 ТУ 14-1-3023-80
369
1 ! i i i- :					2	_ 390 ВСтТпс	_ А _ ТУ 14-15-146-85 ГОСТ 14637-79*
C345K	10ХНДП	ГОСТ 19281-73*, ГОСТ 19282-73*, ТУ 14-1-1217-75
C375, C375T С39ОГС39ОТ C390K C440	09Г2С гр. 2 12Г2С гр. 2 14Г2 гр. 1 (фасонный прокат толщиной св. 20 мм), 14Г2 гр. 2 (фасонный прокат толщиной до 20 мм) 14Г2 (фасонный и листовой прокат толщиной св. 20 мм), 10Г2С1, 15ХСНД (фасонный прокат толщиной св. 20 мм, листовой — св. 10 мм), 10ХСНД (фасонный прокат без ограничения тол- щины, листовой — толщиной до 10 мм)		 14Г2АФ, 10Г2С1 термоупрочненная, 10ХСНД (листовой прокат толщиной св. 10 мм) 15Г2АФДпс	I 16Г2АФ, 18Г2АФпс, 15Г2СФ термоупрочненная	ТУ 14-1-3023-80 ТУ 14-1-4323-88 ТУ 14-1-3023-80 ГОСТ 19281-73*, ГОСТ 19282-73* ГОСТ 19282-73* ГОСТ 19282-73* ГОСТ 19282-73*
C590 	 C59OK	12Г2СМФ _		 12ГН2МФАЮ	ТУ 14-1-130875. ТУ 14-1-177276
Примечания: /
I.	Стали С345 и С375 категорий 1, 2, 3, 4 по ГОСТ 27772-88 заменяют стали категорий соот-
ветственно 6, 7 и 9, 12, 13 и 15 по ГОСТ 19281-73* и ГОСТ 19282-73*.
2.	Стали С345К, С39О, С39ОК, С440, С590, С590К по ГОСТ 27772-88 заменяют соответствующие мар-
ки стали категорий 1-15 по* ГОСТ 19281-73* и ГОСТ 19282-73*, указанные в настоящей таблице.
3.	Замена сталей по ГОСТ 27772-88 сталями, поставляемыми по другим государственным
стандартам и техническим условиям, не предусмотрена.
Табл. 4.44
Расчетные сопротивления проката смятию торцевой поверхности,
местному смятию в цилиндрических шарнирах, диаметральному сжатию катков
		Расчетные сопротивления, МПа (кгс/см2)	
Временное	смятию		диаметральному
сопротивление	торцевой	местному	сжатию катков
проката,	поверхности	в цилиндрических	(при свободном касании
МПа	(при наличии	шарнирах (цапфах)	в конструкциях с ограниченной
(кгс/см2)	пригонки)	при плотном касании	подвижностью)
1	2	3	4
360 (37)	327 (3340)	164 (1660)	8 (80)
365 (37)	332 (3360)	166 (1680)	8 (80)
Г 370 (38)	336 (3460)	168 (1730)	8 (80)
380 (39)	346 (3550)	173 (1780)	9 (90)
390 (40)	355 (3640)	178 (1820)	9(90)
400 (41)	364 (3720)	182 (I860)	10 (100)
430 (44)	391 (4000)	196 (2000)	10 (100)
370
1	2	3	
440 (45)	400 (4090)	200 (2050)	
450 (46)	409 (4180)	205 (2090)	
460 (47)	418 (4270)	209 (2140)	
470 (48)	427 (4360)	214 (2180)	
480 (49)	436 (4450)	218 (2230)	
490 (50)	445 (4550)	223 (2280)	
500 (51)	455 (4640)	228 (2320)	
510(521 .	464 (4730)	232 (2370)	
520 (53)	473 (4820)	237 (2410)	
530 (54)	473 (4820)	237 (2410)	
540 (55)	482 (4910)	241 (2460)	
570 (58)	504 (5130)	252 (2570)	
590 (60)	522 (5310)	261 (2660)	
635 (65)	578 (5870)	289 (2940)	
4
10 (100)
10 (100)
10 (100)
II (ПО)
11 (ПО)
II (НО)
11 (ПО)
12 (120)
12 (120)
12 (120)
12 (120)
13 (130)
13 (130)
14 (140)
Примечание: значения расчетных сопротивлений получены по формулам разд. 4.3 настоящих
норм при = 1,1.
Табл. 4.45
Расчетные сопротивления отливок из углеродистой стали
Напряженное состояние	Условное обо- значение	Расчетные сопротивления, МПа (кгс/см^), отливок из углеродистой стали марок			
		15Л	25Л	35Л	45Л
Растяжение, сжатие и изгиб		150 (1500)	180 (1800)	210 (2100)	250 (2500)
Сдвиг	Rs	90 (900)	110 (1100)	130 (1300)	150 (1500)
Смятие торцевое поверхности (при наличии пригонки)	Ъ	230 (2300)	270 (2700)	320 (3200)	370 (3700)
Смятие местное в цилиндрических шарнирах (цапфах) при плотном касании	Rip	ПО (1100)	130 (1300)	160 (1600)	180 (1800
Диаметральное сжатие катков при свободном касании (в конст- рукциях с ограниченной подвиж- ностью)	Red	6 (60)	7(70)	8(80)	10 (100)
Табл. 4.46
Расчетные сопротивления отливок из серого чугуна
Напряженное состояние	Условное обо- значение	Расчетные сопротивления, МПа (кгс/см^), отливок из серого чугуна марок			
		СЧ15	СЧ20	СЧ25	СЧЗО
Растяжение центральное и при изгибе	я.	55 (550)	65 (650)	85 (850)	100 (1000)
Сжатие центральное и при изгибе	«с	160 (1600)	200 (2000)	230 (2300)	250 (2500)
Сдвиг		40 (400)	50 (500)	65 (650)	75 (750)
Смятие торцевой поверхности (при наличии пригонки)	«А	240 (2400)	300 (3000)	340 (3400)	370 (3700)
371
Табл. 4.47
Материалы для сварки, соответствующие стали
			Материалы для сварки		
Группы конструкций в климатических районах	Стали	под флюсом флюсов (по ГОСТ 9087-81")	в углекислом газе (по ГОСТ 8050-85 или в его смеси с аргоном 	 (по ГОСТ 10157-79*) Марки сварочной проволоки (по ГОСТ 2246-70*)		покрыты- ми элект- родами типов по ГОСТ 9467-75*
2, 3 и 4 - во всех районах, кроме Ij, I2, П2 и П3	С235, С245, С255, С275, С285, ВСтЗкп, ВСтЗпс, ВСтЗсп	АН-348-А, АН-60	Св-08А, Св-08ГА		Э42, Э46
	С345, С345Т, С375, С375Т, С390, С390Т, С390К, С440, 16Г2АФ, 09Г2С	АН-47, АН-43, АН-17-М, АН-348-А1	Св-ЮНМА Св-ЮГ22, Св-О8ГА2, Св-ЮГА2	Св-08Г2С	Э50
1 — во всех районах; 2, 3 и 4 — в районах 11, 12, П2 и П3	С345К	’ _ С235, С245, С255, С275, С285, ВСтЗкп, ВСтЗпс, ВСтЗсп	ДН-348-А АН-348-А	_Св-08Х1ДЮ Св-08А Св-08ГА	Св-08ХГ2СДЮ	Э5ОА3 Э42А, Э46А
	С345, С345Т, С375, С375Т, 09Г2С	АН-47, АН-43, АН-348-А1	Св-ЮНМА, Св-ЮП2, Св-08ГА2, Св-ЮГА2	Св-08Г2С	Э50А
	С390, С390Т, С390К, С440, 16Г2АФ	АН-47, АН-17-М, АН-348-А1	Св-ЮНМА, Св-ЮГ22, Св-08ГА2, Св-ЮГА2		Э50А
	С345К	АН-348-А	Св-08Х1ДЮ	Св-08ХГ2СДЮ	Э50А-1
	С590, С59ОК, С590КШ	АН-17-М 		Св-08ХН2ГМЮ Св-ЮНМА	Св-10ХГ2СМА, Св-08ХГСМА, Св-О8Г2С	Э60, Э70
Примечания:
1.	Применение флюса АН-348-А требует проведения дополнительного контроля механичес-
ких свойств металла шва при сварке соединений элементов всех толщин для конструкции
в климатических районах Ц, I2, II2 и И3 и толщин свыше 32 мм — в остальных климатиче-
ских районах.
2.	Не применять в сочетании с флюсом АН-43.
3.	Применять только электроды марок ОЗС-18 и КД-11.
4.	Проволока марки Св-08Х1ДЮ поставляется по ТУ 14-1-1148-75, марки Св-08ХГ2СДЮ —
по ТУ 14-1-3665-84.
372
5.	При соответствующем технико-экономическом обосновании дли снарки конструкций разре-
шается использовать сварочные материалы (проволоки, флюсы, защигные газы), не ука-
занные в настоящей таблице. При этом механические свойства металла шил, выполняемого
с их применением, должны быть не ниже свойств, обеспечиваемых применением материа-
лов согласно настоящей таблице.
Табл. 4.48
Нормативные и расчетные сопротивления металла швов сварных соединений
с угловыми швами
Сварочные материалы		МП'1	Л,г/, МПа
тип электрода	марка проволоки	(кгс/см2)	(кгс/см2)
(по ГОСТ 9467-75)			180 (1850)
Э42, Э42А п	Св-08, Св-08А	410 (4200)	
Э46, Э46А	Св-08ГА	450 (4600)	200 (2050)
Э50, Э50А	Св-ЮГА, Св-08Г2С, Св-08Г2СЦ, ПП-АН8, ПП-АШ	490 (5000)	215 (2200)
Э60	Св-08Г2С*, Сп 08Г2СЦ", Св-10НМА, Св-10Г2	590 (6000)	240 (2450)
Э70	Св-10Х1’2СМА, Св-08ХН2ГМЮ	685 (7000)	280 (2850)
Э85	—	835 j85OO[	340 (3450)
Примечание: * только для швов с катетом kf< 8 мм в конструкциях из стали с пределом теку-
чести 440 МПа (4500 кгс/см2) и более.
Табл. 4.49
Требования к болтам при различных условиях их применения
Условия применения	Технологические требования по ГОСТ 1759.4-87
климатический район 1	условия работы болтов	класс точности 1 дополнительные виды (табл. 1)	| испытаний (табл. 10)		марки ста- ли болтов 5
		3	4	
	В конструкциях, не рассчитываемых на выносливость			
Все районы, кроме	Растяжение	4.6; 5.6	Поз. 1	По табл. 1
1ь 12, П2 и П3**	или срез	4.8; 5.8	То же	То же
		6.6	То же	35
		8.8		35Х; 38ХА
		‘ 10.9 •		40Х
1ь 12, П2 и П3	Растяжение или срез	4.6; 5.6	Поз. 1 и 4	По табл. 1
		4.8*; 5.8*	Поз. 1	То же
		8.8	Поз. 3 и 7	35Х; 38ХА
	Срез	4.8; 5.8	Поз.1	По табл. 1
		8.8	—	35Х; 38ХА
		10.9	—	40Х
В конструкциях, не рассчитываемых на выносливость				
Все районы, кроме	Растяжение или срез	4.6; 5.6	Поз. 1 и 4	По табл. 1
1ь 12, П2 и П3**		6.6	То же	35
		8.8	—	35Х; 38ХА
	Срез	4.8; 5.8	Поз.1	По табл. 1
12, П2 и П3	Растяжение или срез	4,6; 5.6	Поз. 1 и 4	По табл. 1 	
373
1	2	3	4	5
		8.8	Поз. 3 и 7	35Х; 38ХА
	Срез	4.8; 5.8 8.8	Поз. 1	По табл. 1 35Х; 38ХА
11	Растяжение или срез	8.8	Поз. 3 и 7	35Х; 38ХА
	Срез	4.6; 5.6 4.8*; 5.8* 8.8	Поз. 1 и 4 Поз.1	По табл. 1 То же 35Х; 38ХА
Примечания:
1.	* Требуется дополнительный последующий отпуск при t = 650 °C
2.	** А также для конструкций, возводимых в климатических районах Ij, I2, II2 и ^3» но экс‘
плуатируемых в отапливаемых помещениях.
3.	Во всех климатических районах, кроме Ij, Ij, И2 и П3 в нерасчетных соединениях допускает-
ся применять болты с подголовком класса точности С и В по ГОСТ 15590-70* и ГОСТ 7795-70
без дополнительных видов испытаний, предусмотренных в настоящей таблице.
4.	При заказе болтов классов прочности 6.6; 8.8; 10.9 го ГОСТ 1759.4-87* следует указывать
марки стали.
5.	При заказе болтов классов прочности 4.8 и 5.8 необходимо указывать, что применение ав-
томатной стали не допускается.
6.	Высокопрочные болты по ГОСТ 22356-77* из стали марки 40Х «селект» без регулируемого
натяжения применяются в тех же конструкциях, что и болты класса прочности 10.9.
Табл. 4.50
Расчетные сопротивления срезу и растяжению болтов
Напряженное состояние	Условное обозначение	Расчетное сопротивление, МПа (кгс/см2), болтов класса						
		4.6	4.8	5.6	5.8	6.6	8.8	10.9
Срез	R-bs	150	160	190	200	230	320	400
		(1500)	(1600)	(1900)	(2000)	(2300)	(3200)	(4000)
Растяжение	Ru	170	160	210	200	250	400	500
			(1700)	(1600)	(2100)	(2000)	(2500)	(4000)	(5000)
Примечание: в таблице указаны значения расчетных сопротивлений для одноболтовых соедине-
ний, вычисленные по формулам разд. 4.3 настоящих норм с округлением до 5 МПа (50 кгс/см2).
Табл. 4.51
Расчетные сопротивления смятию элементов, соединяемых болтами
Временное сопротивление стали соединяемых	Расчетные сопротивления, МПа (кгс/см2), смятйю элементов, соединяемых болтами	
элементов, МПа (кгс/см2)	класса точности А	классов точности В и С, высокопрочных без регулируемого натяжения
1	2	3
	360 (37)	 365 (37)		 475 (4800) 485 (4900)			 430 (4350)		 440 (4450)
370 (38)	495 (5100)	450 (4600)
380 (39)	515 (5300)	465 (4800)
374
1	2	3
390 (40)	535 (5500)	485 (5000)
400 (41)	560 (5750)	505 (5200)
430 (44)	625 (6400)	565 (5800)
440 (45)	650 (6650)	585 (6000)
450 (46)	675 (6900)	605 (6200)
460 (47)	695 (7150)	625 (6400)
470 (48)	720 (7350)	4	645 (6600)
480 ^49)	745 (7600)	L	670 (6850)
k	490 (50)	j	770 (7850)	690 (7050)
500 (51)	795 (8150)	710 (7250)
510 (52)	825 (8400)	735 (7500)
520 (53)	850 (8650)	760 (7750)
530 (54)	875 (8950)	Г	780 (7950)
540 (55)	905 (9200)	805 (8200)
570 (58)	990 (10 050)	880 (8950)
590 (60)	1045 (10 600)	930 (9450)
Примечание: значения расчетных сопротивлений получены по формулам разд. 4.3 настоящих
норм с округлением до 5 МПа (50 кгс/см2).
Табл. 4.52
Расчетные сопротивления растяжению фундаментных болтов
Диаметр болтов, мм	Расчетные сопротивления, МПа (кгс/см2), болтов из стали марок		
	ВСтЗкп2 по ГОСТ 380-71** (с 1990 г. ГОСТ 535-88) .	09Г2С по ГОСТ 19281-73*	10Г2С1 по ГОСТ 19281-73* 240 (2450)
12, 16, 20	185 (1900)	235 (2400)	
24, 30	185 (1900)	230 (2350)	235 (2400)
36, 42, 48, 56	185 (1900)	225 (2300)	225 (2300)
64, 72, 80	185 (1900)	220 (2250)	215 (2200)
90, 100	185 (1900)	215 (2200)	215 (2200)
110, 125, 140	185 (1900)	215 (2200)	—
Примечание: значения расчетных сопротивлений получены по формулам разд. 4.3 настоящих
норм с округлением до 5 МПа (50 кгс/см2).
Табл. 4.53
Механические свойства высокопрочных болтов по ГОСТ 22356-77*
Номинальный диаметр резьбы d, мм 	1	 От 16 до 27	Марка стали по ГОСТ 4543-71*		 			2		 40Х «селект» ЗОХЗМФ, 30Х2НМФА	Наименьшее сопротивление RbuW Н/мм2 (кгс/мм2) 		3	 1100 (ПО) 1350 (135)
30	40Х «селект» ЗОХЗМФ, 35Х2АФ	950 (95) 1200 (120)
36	40Х «селект»	750 (75)
375
1	2	3
42		ЗОХЗМФ 		 40Х «селект» ЗОХЗМФ			1100 (НО)	 650 (65) 1100 (110)
48	40Х «селект» ЗОХЗМФ	600 (60) 900 (90),
Табл. 4.54
Площади сечения болтов согласно СТ СЭВ 180-75, СТ СЭВ 181-75 и СТ СЭВ 182-75
а, мм	16	18*	20	22”	24	27*	30	36	42	48
А/,, см2	2,01	2,54	3,14	3,80	4,52	5,72	7,06	10,17	13,85	18,09
А^, см2	1,57	1,92	2,45	3,03	3,52	4,59	5,60	8,16	11,20	14,72
Примечание: * болты указанных диаметров применять нс рекомендуется.
Табл. 4.55
Физические характеристики материалов дли < мльных конструкций
Характеристика	Значения
Плотность р, кг/м^: проката и стальных отливок отливок из чугуна	7850 7200
Коэффициент линейного расширения а. °C-1 Модуль упругости £, МПа (кгс/см2): прокатной стали и стальных отливок отливок из чугуна марок: СЧ15 СЧ20, СЧ25, СЧ30 пучков и прядей параллельных проволок канатов стальных: спиральных и закрытых несущих двойной свивки двойной свивки с неметаллическим сердечником	.одгио-*1 2,06-10’ (2,1-10е) 0,83- 10’ (0,85- 106) 0,98- 10’ (1,0- 10е) 1,96- 10’ (2,0- 10*) 1,67-10’ (1,7- 10е) 1,47-10’ (1,5- 10е) 1,27-10’ (1,3- 10е)
Модуль сдвига прокатной стали и стальных отливок G, МПа (кгс/см2) Коэффициент поперечной деформации (Пуассона) v	0,78-105 (0J1-106) 0,3
Примечание: значения модуля упругости даны для канатов, предварительно вытянутых усили-
ем не менее 60 °/0 разрывного усилия для каната в целом.
Табл. 4.56
Физические характеристики проводов и проволоки
Наименование 1	материалов 	1	 i Алюминиевые провода по ГОСТ 839-80*Е	Марка и номинальное сечение, мм2 ’ . 2 2. А, АКП; 16-800	Модуль упругости £, МПа (кгс/см2) ZjlIZT- 0,630-ю5	Коэффициент линейного расширения а, °C'1 Г.12. 0,23- IO"4 (0,642- 10е)
376
1	2	3	4	1
Медные провода	М; 4-800	1,300- 105	0,17-IO-1
по ГОСТ 839-80*Е	•	(1,326- 10s)	
Сталеалюминевые про-	АС, АСК;		
вода по ГОСТ 839-80*Е при отношении пло- щадей алюминия к	АСКП, АСКС		
стали, равном: 6-6,25	10 и более	0,825• 10’ (0,841-106)	0,192- IO 4
0,65	95	1,460- 10’ (1,489  10‘)	0,139- 10-4
4,29-4,39	120 и более	0,890- 10’ (0,907- 106}	0,183-10-4
7,71-8,04	150 и более	0,770-105 (0,785- 106)	0,198-10’4
1,46	185 и более	1,140-10’ (1,163-Ю6)	0,155-10-4
12,22	330	0,665- 10’ (0,678- 106)	0,212-10-4
18,2-18,5	400 и 500	0,665-10’ (0,678-106)	0,212-10-4
Биметаллическая ста- ।лемедная проволока	БСМ 1		
по ГОСТ 3822-79*			
диаметром, мм: 1,6-4 !	2,0-12,5	1,870-10’ (1,906- 10й)	0,127-10-4
6	28,2	1,900-10’	0,124-КГ4
		(1,937- 106)	
Примечание: значение массы проводов и проволоки следует принимать по ГОСТ 839-80*Е
и ГОСТ 3822-79*.
4.14.	Определение коэффициентов условий работы
для растянутого одиночного уголка,
прикрепляемого болтами
Коэффициент условий работы ус при расчете на прочность сечений в местах
крепления элементов из одиночных уголков, прикрепляемых одной полкой болтами,
поставленными в один ряд, при расстояниях вдоль усилия от края элемента до цент-
ра ближайшего отверстия а > 1,5d и между центрами отверстий Ь> 2d (здесь d —
диаметр отверстия для болта) с пределом текучести до 380 МПа (3900 кгс/см2) сле-
дует определять по формуле:
Г с ~ «1 (А,1/А„) + а2,
(4.149)
377
где Ап — площадь сечения уголка нетто; — площадь части сечения прикреп-
ляемой полки уголка между краем отверстия и пером: оц и а2 ~~ коэффициенты,
определяемые по шбл. 4.57 при расстояниях от оси установки болтов до обушка
уголка не менее 0,5/> и до пера не менее l,2d (здесь b — ширина полки уголка,
d — диаметр отверстия для болта).
Коэффициенты а7 и qj
для вычисления коэффициента условий работы уе
Табл. 4.57
Коэффициент г		-  ! «1_ Г' «2. "		с 	2	 	1,82	 0,195	Значения cq и «2 ПРИ количестве болтов в ряду 	3	|	4	1	5	 1,49	J	 1,20	Г 		0,87	 0,37	0,48	0,61
При вычислении значений Ли, Апу и d следует учитывать положительный до-
пуск на диаметр отверстия d.
Для одноболтовых соединений при расстоянии вдоль усилия от края элемен-
та до центра болта 2d > а> 1,35г/ коэффициент условий работы в формуле (4.6)
следует определять по формуле:
V
i с
А 1
= 0 1,74-4-0,05 ,
I л )
(4.150)
где р = 1 при а= 2d; р= 0,85 при а = 1,5г/ и Д = 0,65 при а = 1,35г/.
Табл. 4.58
Коэффициенты с(сх), су, п
для расчета на прочность
элементов стальных конструкций
с учетом развития пластических деформаций
Тип сечения
Схема сечения
Af/	Значения коэффициентов		
	с(сх)	Су	п при Му = 0*
3	4	5	6
0,25	1,19	1,47	1,5
0,5	1,12		
1,0	1,07		
2,0	1,04		
0,5
1,0
2,0
1,40
1,28
1,18
1,47
378
Примечания:
1.	* При Му * 0 п = 1,5, за исключением сечения типа 5,а, для которого п = 2, и типа 5,6,
для которого п = 3.
2.	При определении коэффициентов для промежуточных значений Af/Aw допускается линей-
ная интерполяция.
379
4.15.	Определение расчетных коэффициентов устойчивости
сжато-изгибаемых, центально- и внецентренносжатых
элементов
4,15.1.	Определение коэффициентов расчетной длины
колонны
Одноступенчатые колонны. Коэффициенты расчетной длины для нижнего
участка одноступенчатой колонны следует принимать в зависимости от отноше-
ния п = ,У1/(/Л) и величины а} = (Z2/^i) rfi/lhP) (г&€ /ь Ь 6» h ~ моменты
инерции сечений и длины соответственно нижнего и верхнего участков колонны
(рис. 4.21)и/?=(Л4 F2)/F2y,
Рис. 4.21. Схема одноступенчатой колонны при верхнем конце, свободном от всяких
закреплений, — по табл. 4.59; при верхнем конце, закрепленном от поворота,
и при возможности его свободного смещения — по табл. 4.60.
При неподвижном верхнем конце, шарнирно-опертом или закрепленном от
поворота, значения коэффициента /.q для нижнего участка колонны следует опре-
делять по формуле:
К =
(4.151)
где U]2 — коэффициент расчетной длины нижнего участка при F^ = 0;
дп — коэффициент расчетной длины нижнего участка при F2 = 0.
Значения коэффициентов Un И Ди следует принимать:
при шарнирно-опертом верхнем конце — по табл. 4.61;
при неподвижном верхнем конце, закрепленном от поворота, — по
табл. 4,62.
380
Табл. 4.59
Коэффициенты расчетной длины щ для одноступенчатых колонн с верхним свободным концом
Расчетная	“1									Коэффициенты при п											
схема		|_0_.	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1,0	1,2	1,4	1,6	1,8	2,0	2,5	5,0	10,0	20,0
	0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0	2,0
	0,2	2,0	2,01	2,02	2,03	2,04	2,05	2,06	2,06	2,07	2,08	2,09	2,10	2,12	2,14	2,15	A1Z_	2,21	2,40	2,76	3,38
п	I 0,4	2,0	2,04	2,08	2,11	2,13	2,18	2,21	2,25	2,28	2,32	2,35	2,42	2,48	2,54	2,60	2,66	2,80	—	—	—
	0,6	2,0	_2JJ_	2,20	2,28	2,36	2,44	2,52	2,59	2,66	2,73	2,80	2,93	3,05	3,17	3,28	3,39	—	—	—	—
	0,8	А0_	2,25	2,42	2,56	2,70	2,83	2,96	3,07	3,17	3,27	3,36	3,55	3.74	—	—	—	—	—	—	
	1,0	2,0	2,50	2,73	2,94	3,13	3,29	3,44	3,59	3,74	3,87	4,00									-
	1,5	3,0	3,43	3,77	4,07	4,35	4,61	4,86	5,05												-
	2,0	4,0	4,44	4,90	5,29	5,67	6,03							-							—
М -Г	2,5	5,0	5,55	6,08	6,56	7,00															
	3,0	6,0	6,65	7,25	7,82																
Табл. 4.60
Коэффициенты расчетной длины для одноступенчатых колонн с верхним концом, закрепленным только от поворота
Расчетная		«1	Коэффициенты Ц] при п																			
схема			0	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1,0	1,2	1,4	1,6	1,8	! 2,0	1 2,5	5,0	• 10,0	20,0
		0	2,0	1,92	1,86	1,80	1,76	1,70	1,67	1,64	1,60	1,57	1,55	1,50	1,46	1,43	1,40	1,37	: 1,32	1,18	1,10	1.05
		0.2	2,0	1,93	1,87	1,82	1,76	1,71	1,68	1,64	1,62	1,59	1,56	1,52	1,48	1,45	1,41	1.39	1,33	1,20	1.11	—
		,_0,4_	2,0	1,94	1,88	1,83	1,77	1,75	1,72	1,69	1,66	1,62	1,61	1,57	1,53	1,50	1,48	1,45	1,40	—	—	—
	Я	0,6	2,0	1,95	1,91	1,86	1,83	1,79	1,77	1,76	1,72	1,71	1,69	1,66	1,63	1,61	1,59	—	—	—	—	—
		0,8	2,0	1,97	1,94	1,92	1,90	1,88	1,87	1,86	1,85	1,83	1,82	1,80	1.79	—	—	—	—	—	—	—
		1,0	2,0	2,00	2,00	2,00	2,00	2,00	2,00	2,00	2,00	2,00	2,00									
		1,5	2,0	2,12	2,25	2,33	2,38	2,43	2,48	2,52	--					_______						
лиЦ		2,0	2,0	2,45	2,66	2,81	2,91	3,00							—	.	 							
Я		2,5	2,5	2,94	3,17	3,34	3,50								—							
		з,о	3,0	3,43	3,70	3,93	4,12								—		!_	1	 	!						
Табл. 4.61
Коэффициенты расчетной длины и для одноступенчатых колонн
с неподвижным шарнирно-опертым верхним концом
Расчетная схема	J2/Jl	Коэффициенты Ц]2 и цц при 12/1\						
		Т,1 1 0,2 1 0,3 ГО,4	0,5	0,6 1 0,7 | 0,8	0,9	1,0 | 1,2 | 1,4	1,6	1,8 | 2,0
Коэффициенты
1В Л рл	0,04 0Д)6	1,02 0,91 0,86	1,84	2,25	2,59	2,85	3,08	3,24	3,42	3,70	4,00	4,55	5,25	5,80	6,55	7,20
			U7	1,93	2,26	2,57	2,74	2,90	3,05	3,24	3,45	3,88	4,43	4,90	5,43(5,94	
	0,08		1,31	1,73	2,05	2,31	2,49	2,68	2,85	3,00	3,14	3,53	3,93	4,37	4,85	J.28
	0,1 0,2	0,83	1,21	1,57	1,95	2,14 1,67	2,33	2,46	2,60	2,76 2,28	2,91	3,28	3,61	4,03	м	4,85 vi 3,25
		0,79	0,98	1,23	1,46		1,85	2,02	2,15		2,40	2,67	2,88	3,11	3,42 2,99	
	0,3	0,78	0,90	1,09	1,27	1,44	1,60	1,74	1,86	1,98	2,Н	2,35	2,51	2,76		
	0,4	0,78	0,88	1,02	1,17	1,32	1,45_ 1,35	1,58	1,69	1,81	1,92	2,14	2,31	2,51	2,68 j 2,88	
	0,5	0,78	0,86	0,99	1,10	1,22		1,47	1,57	1,67	1,76	1,96	2,15	2,34	2,50	2,76
	1.0	0,78	0,85	0,92	0,99	1,0611,13		1,20	1,27	1,34	1,41	1,54	1,68	1,82	Д97	2,1
Коэффициенты цц	i
	0,04	0,67	0,67 0,83	1,25	1,43	1,55	1,65	4,70 1,75	1,78	1,84	1,87	1,88	1,9011,92
	0,06	0,67	0,67 0,81	1,07	1,27	1,41	1,51	1,60 1,64	1,70	1,78	1,82	1,84	1,87!1,88
A	0,08	0,67	0,67 0,75	0,98	1,19	1,32	1,43	1,51 1,58	1,63	1,72	1,77	Г, 81	1,82 1,84
.1	0,1	0,67	0,67 0,73	0,93	1,11	1,25	1,36	1,45 1,52	1,57	1,66	1,72	1,77	1,80 1,82
А	0,2	0,67	0,67 0,69	0,75	0,89	1,02	1,12	1,21 1,29	1,36	1,46	1,54	1,60	1,65 1,69
t	0,3	0,67	0,67 0,67	0,71	0,80	0,90	0,99	1,08 1,15	1,22	1,33	1,41	1,48	1,54 1,59
	0,4	0,67	0,67 0,67	0,69	0,75	0,84	0,92	1,00 1,07	1,13	1,24	1,33	1,40	1,47 1,51
	0,5	0,67	0,67 0,67	0,69	0,73	0,81	0,87	0,94 1,01	1,07	1,17	1,26	1,33	1,39 1,44
	1,0	0,67	0,67 0,67	0,68	0,71	0,74	0,78	0,82 0,87	0,91	0,99	1,07	1,13	1,19 1,24
Коэффициенты расчетной длины д2 Для верхнего участка колонны во всех
случаях следует определять по формуле:
=	< 3.
(4-152)
Двухступенчатые колонны. Коэффициенты расчетной длины для нижнего
участка двухступенчатой колонны (рис. 4.22) при условиях закрепления верхнего
конца, приведенных в табл. 4.61, следует определять по формуле:
А^1+(^2+^з)(1+-52р,Мт
(4.153)
Pi =
1 + р} + р2
где цт2, — коэффициенты, определяемые по табл. 4.61 как для односту-
пенчатых колонн по схемам рис. 22 и 4.23; ру = F^/Fy, р2 = F-jF^ д2 - li/ly,
F2, F$ — продольные силы, приложенные соответственно в местах обра-
зования ступеней и к верху колонны;
11т ~~ среднее значение момента инерции для участков и /2, определяемой
по формуле:
WlWllM	(4.154)
382
Табл. 4.62
Коэффициенты расчетной длины и Дц для одноступенчатых колонн
с неподвижным верхним концом, закрепленных от поворота
I Расчетная J2/J1J
___Тол j 0,2 j о,з | оХ[о,'ПоХПу I о,8~| оДТо] и2 j 1,41 1,611,8; 2,0:
Коэффициенты uJ2 и дц при /2/Т]
схема
. Л
Коэффициенты Д]2
iW,01X27/	"
0,04Tb,78JT,02 i 1,5371?73Т2,01Т2'21~| 2?38]2,54 '2,6572,85 [~3,24~ j '27014,20 j 4,7b 5,23 j
ft 0[06|0[7Ь'[Ь[8б'р1,23 1,471 1,73 1,9312,08 2,23 12,38'|Т,49
'	’	2,31
0,04 0,78
1,02 i 1,53

~0,08]0[б8 0,79^0511,31 (1,54 1,74
л ’~'л ~ -'1,00P ~
0,79
0,70,67 |0j6
J,2 )0,бТ|0,72_
0Л 10,62 268 0,74
f/s I 0,4 10,60X66
. ^0,71
0Л Го,59 Го,65 ’0,70
1,20 [1,42 1,61
°73l1^7223
0,85 IO,951,06
0,78 10,8710,99
2,81 13,17f ЗЛО 13,92 4,30 '
, _	_ 2J512,8013,11 j 3,451\П i
f,78 292 2,0412,’20 2,40 ’2,60! 2,86'3,1813,41!
1,91
2,05
2,20
1,41 IM0 [1,60
1,18 1,28 1,39 1.48
1,26 T,34
1,72
1,07
1,16
7,92 12,11 i 2,28 j 2,45 j 2,64 I
1,6711,8211,96'2,1212,20!
1,50 11,65 [ 1,79 11,94 12,0s1
1 in 11 Sill li 7Q 11
0,77 |б,~82| 0,9310,99 1,08 11,17 1,23 1,391 1,551 1,66 I l,79h,92 !
Коэффициенты Д1]
ffi
0[ЬбТЬ,65 |Q,67 0,68
0,08|0,64|0Гб6 0,67
0,1 10,6410,65'0,65
0,2 0,62'0,64 j 0,65
0,3 ]0,6010,6310,64
0,4 |O,5810,63j0,63'
0,5 0,57'0,61(0,63
1,0 0,55 jO,5810,60
iL72j 1,78 1,81] 1,85 1/89
2,61	___
1,5’3X62 1,68
us
1,55 j 1,64
U4
U4
1,25
0,J6 IbXT 10 i 225 [1,35
0,68
0,65
0,65
0,65
0,64
0,64______ _____________________
~0,61 |o,62 j 0,63^0,6510,67 |0,70
1,00] 1,1211,25
0,9211,05 "
0,73 [0,83
0,67
0,66 0,68
О,64ТоХ
0,84
0.78
0,66
0,66
0,64
0,73
0,68
1,15
0,92 201
0,89
0,82
0,77
0,81
0J5
0,72
U0
241
1,33
1,09
0,94
0,88
0,83
0,73
1,69 il,74
1,55 1,62
1,23 [1,33 1,41
1,20 Г1,28
1,10 1,19
1,04ИД2
d,88T0~93
1,09
Ц)1
0,94
0,80
V? 1,82
1JJ
i,68
1,48
U5
1,26
279_
27f
Mi
1,41
1,32
1,0111,05
Puc. 4.22. Схема двухступенчатой колонны
383
Iim ~’ среднее значение момента инерции для участков Z2 и /3, определяемое по
формуле
Jim ~	+ JlhVVl +
(4.155)
/1» Jit J3 и hi ht h — моменты инерции сечений и длины соответственно нижнею,
среднего и верхнего участков колонны.
Значения коэффициентов расчетной длины g2 для среднего участка миной /2
следует определять по формуле:
= /t]/a2,
(4.156)
а коэффициентов расчетной длины /13 для верхнего участка длиной /3 — по формуле:
Яз = Hi/aj < 3,
(4.157)
Рис. 4.23. Схемы одноступенчатых колонн:
а — сила F приложена к нижнему участку колонны; б — то же, к нижнему участку,
в — то же, к верхнему участку
Табл. 4.63
Коэффициенты расчетной длины gm2,
Условия закрепления верхнего конца колонны 1 7 " Свободный	1	 Рт1 ! по рис. 4.26,а L __ ?.... ! Mmi = 2,0	Значение коэфф Рт2 по рис. 4.26, б Pml = 2,0	.... } ициентов Pmi по рис. 4.26, в .	’ j PmS = Щ (/q — по табл. 4.59
Закрепленной только от поворота		Рт\ = Р\_ 1	(/<1 — по табл.	•^i2=JLl_ 4.60 при «1 = 0)	при а{ = /5/(/; -г 12} А1тАз) 	~ Р[		_ (ц| — по табл. 4.60
	1			при «/j hAh
384
1	2	3	4
Неподвижный шарнирно-	Мда] = Мп	Мда2 = Мп	Мда! /42
опертый	(дц — по табл. 4.61)	(ц |2 — по табл. 4.61)
Неподвижный закреп-	МдаЗ “ МдаЦ I Мда2 — МЦ	Мда.Г‘ MI2
ленный от поворота	(цц — по табл. 4.62)	(/412	1,0 табл. 4.62)
Табл. 4.64
Коэффициенты д
для определения расчетных длин колонн
и стоек постоянного сечения
Схема
закрепле-
ния и вид
нагрузки
___.М
1,0
2,0
0,725
1,12
Коэффициенты <р продольного изгиба
центрально-сжатых элементов
Табл. 4.65
Гиб-	Коэффициенты ср для			элементов из стали с расчетным сопротивлением Ry,							МПа (кгс/см2)	
кость л	200 (2050)	240 (2450)	280 (2850)	320 (3250)	360 (3650)	400 (4100)	440 : 480 (4500) (4900)		520 (5300)	560 (5700£ 978 938	600 (6100)	640 (6550)
10 20	988 967	987 962 ~ 931’	985 959’	984 >5	983_ 952	982 949	981 946	980 943 895	979 941		977 936	977 934
30	939		924	917	911	905	900		891	887	883	879
40	906	894	883	873	863	854	846	839	832	825	820	814
Г 50	869	852	836	822	809	796	785	775	764	746	729	712
60	827	805	785	766	749_	721	Г~69’бН	672	650	628	608	588
70	782	754	724	687.	654	623	595	568	542	518	494	470
80 . 90 ’	_734_ 665	686 , 612	j>41 565 ’	,602_[_566_ 522 । 483		532 447	501 413	47L 380 ’	442 349	414 326	386_ l 305	359 287
100	599	542	493	448	408	369	335	309	286	267	L25O	235
^110 120	537	478	427	381	338	306	280	258	239	223	209	197
	479	419 : 366		321	287	260 н	237	219	203	190	L 178	167
но	_ 425 . J7_6_	М4 315	зр_ 272	_276 240	247 215	223 195	204 178	189 164	175 153	163 143	153 134	145 126
150	328	276	239	211	189	171	157	145	134	126	118	111
160	290	244	212	187	167	152	139	129	120	112	и 105	099
170	259	218	189	,167	150	136	125	' 115	107	100	094	089
180	233	196	170	150	135 122-	123	112	104	097	091	085	081
190	210	177	154	136		111	102	094	088	082	077	073
200	191	J61..	L W0	L 124	111	101	093	086	080	075	071	067
210	174	147	128	113	102	093	085	079	074	069	065	062
 220	160	135	118	104	094	086_	077	073 ! 068		064	060	057
Примечание: значения коэффициентов <р в таблице увеличены в 1000 раз.
13- Полный справочник проектировщика
385
Табл. 4.66
Коэффициенты влияния формы сечения т]
Тип сече- ния	Схема сечения	Af/A.^	Значения т] при		
			0 < I < 5		Х> 5
			0,1 < m< 5	5 < m < 20	0,1 < m < 5	1	5 < m < 20
1	2	J		4	5	6	i	7	j
1		—-	1,0	1,0	1,0
	1				
2	е t _ ' * 0Д5		0,85	0,85	0,85
3	1 i в н		0,75+0,02 Л	0,75+0,02 Л	0,85
4	t-a-Xt	—	(1,35—0,05т>—0,01(5—m) Л	1,1	1,1
	Q-W				
	1 Л - 0,2$ 1				
5		0,25	(1,45-О,О5м)-О,О1(5-т)А	1,2	1,2
	- Р	0,3	(1,75-О,Ы)-О,О2(5-т)Л	1,25	1,25
	1 o,d/T	>1,0	(1,90- 0,lw)-0,02(6-m) А	1,4-0,02 Л	1,3
	ь				
	11 s 11				
	Т.Н”,тг				
	я JT- ал-1<~				
387
1 i	1			i 3			4	5	6	1	7	
6	ei				—	775[1 - 0,3(5-m)ajh\			
									
				-I					
	у А			1+					
		л/							
I7	(	) "Igl	.15				г,5(1 - 0,8 в,/*)	q5(l - 0,8 ax/b)	7,5(1 - 0.8 q/h)	
8	OA-tJ 05,		’пГГ 1» !		0,25 0,5 >1,0	(O,75+O,O5m)+O,Ol(5-m)_A (0,5+0,lm)+0,02(5-m) А (0,25+0,15m)+O,O3(5-m) А	1,0 1,0 1,0	1,0 1,0 1,0	
9	0.5.4 „ л/		4.		0,5 >1,0	(l,25-0,05m)-0,01(5-m)_A (1,5-0,lm)-0,02(5-m) А	1,0 1,0	1,0 1,0	
		—<"							
10	'Vj 4.. - 0,5.4/	> О,Ы, 0.2	Р*Т "*1 *7 u 1J 5,1/ ।		0,5 1,0 2,0	!,4	_	' l,6-0,01(5-w) А 1,8-0,02(5- w) А	1,4	1,4 1,6	1,35+0,05m 1,8	1,3+0,Im		1,4 1,6 1.8
11	«ф: к;ч,		j		0,5 1,0 1,5 2,0	1,45+0,04m 1,8+0,12m 2,O+O,25m+O,l А 3,0+0,25m+O,l А	1,65	1,45+0,04m 2,4	1,8+0,12m		1,65 2,4
Примечания:
1. Для типов сечения 5—7 при подсчете значений Af/A.w площадь вертикальных элементов полок не следует учитывать.
2. Для типов сечений 6—7 значения т]5 следует принимать равными значениям для типа 5 при тех же значениях Ау-/А„г
Табл. 4.67
388
Коэффициенты уе для проверки устойчивости внецентренно-сжатых
(сжато-изгибаемых) сплошностенчатых стержней в плоскости действия момента, совпадающей с плоскостью симметрии
Условная гибкость	Коэффициенты <ре при приведенном относительном эксцентриситете																								
Л = Шу	0,1	0,25	0,5	0,75	1,0	1,25	1,5	1,75	2,0	2,5	3,0	3,5	4,0	4,5	5,0	5,5	6,0	7,0	8,0	9,0	10,0	12,0	14,0	17,0	20,0
0,5	967	922 : 850		782	722	669	620	577	538	469	417	370	337	307	280	260	237	222	210 196	164	150	125	106	090	077
1,0	925	854 ! 778		711	653	600	563	520	484	427	382	341	307	283	259	240	225	209		157	142	121	103	086	074
1,5	875	804	716	647	593 ! 548		507	470	439	388	347	312	283	262	240	223	207	195	182	148	134	114	099	082	070
2,0	813	742 1 653		587	536	496	457	425	397	352	315	286	260	240	222	206	193	182	170	138	125	107	094	079	067
2,5	742 I 672		587	526	480	442	410	383	357	317	287	262	238	220	204	190	178	168	158	130	118	101	090	076	065
3,0	667	597	520	465	425	395	365	342	320	287	260	238	217	202	187	175	166	156	147	123	112	097	086	073	063
3,5	587	522	455	408	375	350	325	303	287	258	233	216	198	183	172	162	153	145	137	115	106	092	082	069	060
4,0	505	447	394	356	330	309	289	270	256	232	212	197	181	168	158	149	140	135 1 127		108	098	088	078	066	057
4,5	418	382 ; 342		310	288	272	257	242	229	208	192	178	165	155	146	137	130	125	118	101	093	083	075	064	055
5,0	354	326	295	273	253	239	225	215	205	188	175	162	150	143	135	126	120	117	111	095	088	079	072	062	053
5,5	302	280	256	240	224	212	200	192	184	170	158	148	138	132	124	117 ! 112		108	104	089	084	075	069	060	051
6,0	258	244	223	210	198	190	178	172	166	153	145	137	128	120 j 115		109	104	100	096	084	079	072	066	057	049
6,5	223 : 213		196	18Т	176	170	160	155	149 ! 140		132	125	117	112	106	101 097		094	089	080	074	068	062	054	047
7,0	194	186	173	163	157	152	145	141	136 127		121	115	108	102	098	094	091	087	083	074	070	064	059	052	045
8,0	152	146	138	133	128	121	117	115	113	106	100	095	091	087	083	081	078	076	074	065	062	057	053	047	041
9,0	122 : 117		112	107	103	100	098	096	093	088	085	082	079	075	072	069	066	065	064	058	055	051	048	043	038
10,0	100 I 097		093	091	090	085	081	080	079	075	072	070	069	065	062	060	059	058	057	052	049	046	043	039	035
11,0 *	083	079	077	076	075	073	071	069	068	063	062	061	060	057	055	053	052	051	050	046	044	040	038	035	032
12,0	069	067 ; 064		063	062	060	059	059	058	055	054	053	052 | 051		050	049	048	047	046	042	040	037	035	032	029
13,0	062	061	054	053	052	051	051	050	049	049	048	048	047	045	044	043	042	041	041	038	037	035	033	030	027
14,0	052	049 | 049		048	048	047	047	046	045	044	043	043	042	041	040	040	039	039	038	036	036	034	032	029	026 ।
Примечания:
1. Значения коэффициентов <ре в таблице увеличены в 1000 раз.
2. Значение (ре принимать не выше значений <р.
Табл. 4.68
389
Коэффициенты <ре для проверки устойчивости внецентренно-сжатых (сжато-изгибаемых) сквозных стержней
в плоскости действия момента, совпадающей с плоскостью симметрии
Условная гибкость
относительном эксцентриситете т
Kef~	Ry /Е	од	0,25	0,5	0,75	1,0	1,25	1,5	1,75	2,0	2,5	3,0	3,5	4,0	ГТ5	5,0	5,5 ! 6,0	6,5	7,0	8,0	9,0	10	12	14	17	20
1	0,5	908	800	666	571	500	444	400	364	333	286	250 [ 222		200	182	167	154 j 143	133	125	111	100	091	077	067	056	048
	J.0	,	872	762	640	553	483	431	387	351	328	280	243	218	197	180	165	151 ! 142	131	121	109	098	090	077	066	055	046
1,5	830	727	600	517	454	407	367	336	311	271	240	211	190	178	163	149 137	128	119	108	096	088	077	065	053	045
2,0	774	673	556	479	423	381	346	318	293	255	228	202	183	170 1 156		143 1 132	125	117	106	095	086	076	064	052	045
2,5	708	608	507	439 i 391		354	322	297	274	238	215	192	175	162	148	136 ; 127	120	113	103	093	083	074	062,	051	044
3,0	637	545	455	399 356		324	296	275	255	222	201	182	165	153	138	130 121	116	no	100	091	081	071	061	051	043
3,5	J	562	480	402	355	320	294	270	251	235	206	187	170	155	143	130	123 115	110	106	096	088	078	069	059	050	042
4,0	484	422	357	317	288	264	246	228	215	191	173 I 160		145	133	124; 118 1101105			100	093	084	076	067	057	049	041
4,5	415	365	315	281	258	237	223	207	196	176	160 j 149		136	124	116	110 105	100	096	089	079	073	065	055	048	040 			
5,0	350 i 315		277	250	230	212	201	186	178	161	149	138	127	117 I 108 । 104 100 095				092	086	076	071	062	054	047	039
5,5	300	273	245	223 ! 203		192	1821 172		163	147	137	128	118	по: 102		098 095	091	087	0811 074		068	059	052	046	039
6,0	255 I 237		216	198	183	174	165	156	149	135	126	119	109	103 i 097		093 090	085	083	077	070	065	056	051	045 ! 038	
6,5	221	208	190	178	165	157	149	142	137	124	117 ; 109		102	097	092 1 088 085		080	077	072	066	061	054	050 । 044		037
7,0	192	184	168	160	150	141	135	130	125	114	108 | 101		095	091	087	083 079	076	074	Г068 : 063 	1			058	051	047	043	036
8,0	148	142	136	130	123	118	113	108	105	097	091	085	082	079	077	073 070	067	065	060	055	052	048	044	041	035
9,0	117	114	НО	107	102	098	094 | 090		087	082	079	075	072	069 j 067		064 062	059	056 , 053		050	048	045	042	039	035
10,0	097	094	091	090	087	084	080	076	073	070	067	064	062 j 060 | 058			056 054	052	050	047	045	043	041	038	036	033
11,0	082	078	077	076	073	071	068	066	064	060	058 1 056		054 ! 053		052	050 048	046	044	043	042	041	035	035	032	030
12,0	068	066	064	063	061	060	058 | 057		056	054	053	050	049	048	047	045 043	042	040	039	038	037	034	032	030	028
13,0	060	059	054	053	052	051	050	049	049	048	047	046	045	044	044	042 041	040	038	037	036	035	032	030	028	026
14,0	050	049	048	047	046	046	045	044	043	043	042	042	041	041	040	039 039	038	037	036	03'	034	031	029	027	025
Примечания: 1. Значения коэффициентов <ре в таблице увеличены в 1000 раз.
2. Значение сре принимать не выше значений <р.
Табл. 4.69
Приведенные относительные эксцентриситеты т^для стержней
с шарнирно-опертыми концами
<5 = M2/Mi	Л	Приведенные относительные эксцент						эиситеты w^/при mef[, равном				
		0,1	0,5	1,0	1,5	2,0	3,0	4,0	5,0	7,0	10,0 ! 20,0	
<5 =-1,0	1	0,10	0,30	0,68	1,12	1,60	2,62	3,55	4,55	6,50	9,40	19,40
	2	0,10	0,17	0,39	0,68	1,03	1,80	2,75	3,72	5,65	8,60	18,50
\а| мг	_3_ 4	0,10	0,10	0,22	0,36	0,55	1,17	1,95	2,77	4,60	7,40	17,20
		0,10	0,10	0,10	0,18	0,30	0,57	1,03	1,78	3,35	5,90	15,40
	5	0,10	0,10	0,10	0,10	0,15	0,23	0,48	0,95	2,18	4,40	13,40
	6	0,10	0,10	0,10	0,10	0,10	0,15	0,18	0,40	1,25	3,00	11,40
	7	0,10	0,10	0,10	0,10	0,10	0,10	0,10	0,10	JV° 6,50	1,70	9,50
<5 =-0,5 л/i	1	0,10	0,31	0,68	1,12	1,60	2,62	3,55	4,55		9,40	19,40
	2	0,10	0,22	0,46	0,73 0,58	1,05	1,88	2,75	3,72	5,65	8,60	18,50
	3	0,10	0,17	0,38		0,80	1,33	2,00	2,77	4,60	7,40	17,20
	4	0,10	0,14	0,32	0,49-	0,66	1,05	1,52	2,22	3,50	5,90	15,40
	5	0,10	0,10	0,26	0,41	0,57	0,95 0,95	1,38	1,80	2,95	4,70	13,40
	6	0,10	0,16	0,28	0,40	0,52		1,25	1,60	2,50	4,00	11,50
	7	0,10	0,22	0,32	0,42	0,55	0,95	1,10	1,35	2,20	3,50	10,80
<5=0 Л/1	1	0,10	0,32	0,70	1Д2	1,60	2,62	3,55	4,55	6,50	9,40	19,40
	2	0,10	0,28	0,60	0,90	1,28	1,96	2,75	3,72	5,65	8,40	18,50
	3	0,10	0,27	0,55	0,84	1,15	1,75	2,43	3,17	4,80	7,40	17,20
	4	0,10	0,26	0,52	0,78	1,10	1,60	2,20	2,83	4,00	6,30	15,40
	5	0,10	0,25	0,52	0,78	1,10	1,55	2,10	2,78	3,85	5,90 5,60	14,50
	6	0,10	0,28	0,52	0,78	1,10	1,55	2,00	2,70	3,80		13,80
	7	0,10	0,32	0,52	0,78	1,10	1,55	1,90	2,60	3,75	5,50	13,00
<5= 0,5 л/i	1	0,10	0,40	0,80	1,23	1,68	2,62	3,55	4,55	6,50	9,40	19,40
	2	0,10	0,40	0,78	1,20	1,60	2,30	3,15	4,10	5,85	8,60	18,50
	3	0,10	0,40	0,77	1,17	1,55	2,30	3,10	3,90	5,55	8,13	18,00
	4	0,10	0,40	0,75	1,13	1,55	2,30	3,05	3,80	5,30	7,60	17,50
	5	0,10	0,40	0,75	1,10	1,55	2,30	3,00	3,80	5,30	7,60	17,00
	6	0,10	0,40	0,75	1,10	1,50	2,30	3,00	3,80	5,30	7,60	16,50
	7	0,10	0,40	0,75	1,10	1,40	2,30	3,00	.3,80	5,30	7,60	16,00
Примечание: здесь тед = г? (A/Wc).
4.15.2.	Коэффициенты стах для двутавровых и тавровых сечений
Для двутавровых сечений с одной осью симметрии (рис. 4.24) коэффициент
стах следует вычислять по формуле:
С™,
пих
(4.158)
где ах = (bJi — ЪткУ/ЦуЬ)-,
ех = nx/N — эксцентриситет приложения сжимающей силы относительно оси
390
х—х, принимаемый со своим знаком (на рис. 4. 24 ех показан со знаком «плюс»);
h — расстояние между осями поясов;
= 8Уф_ +
Jy	А Л2 2
В = I + ^-^-,8 = 4 р
р h
Здесь /1 и /2 — моменты инерции соответственно большего и меньшего поясов от-
носительно оси у—у;
р=(/х + /у/((А/>2) + «х2);
Р = (J* + J у)/(Л *2)+ «X
Jt и Д — величины, определяемые по формулам, приведенным в табл. 4.72 и 4.73.
Рис. 4.24. Схема двутаврового сечения с одной осью симметрии при внецентренном
сжатии
Для тавровых сечений значение коэффициента гтах следует определять как
для двутавровых сечений, принимая J2 = 0, а также Ь2 = 0 и /2 = 0 (рис. 4.24) при
вычислении Jt.
391
4.15.3.	Коэффициенты ору для расчета балок на устойчивость
Для балок двутаврового сечения с двумя осями симметрии для определения
коэффициента qty необходимо вычислить коэффициент по формуле:
(4.159)
где значения у следует принимать по табл. 4.70 и 4.71 в зависимости от характера
нагрузки и параметра а, который должен вычисляться по формулам:
а)	для прокатных двутавров:
а =1,54— -2-
JA h
(4.160)
где lef — расчетная длина балки или консоли;
b — полная высота сечения;
Jt — момент инерции сечения при кручении;
б)	для сварных двутавров, составленных из трех листов, а также для двутав-
ровых балок с поясными соединениями на высокопрочных болтах:
а =8
Г/ и2
уч
А,
at
(4.161)
где обозначено:
для сварных двутавров:
t — толщина стенки; bf и /j — ширина и толщина пояса балки; h — расстоя-
ние между осями поясов;
а — размер, равный 0,5 Ь\
для двутавровых балок с поясными соединениями на высокопрочных болтах:
t — сумма толщин стенки и вертикальных поясных уголков;
bf — ширина листов пояса;
— сумма толщин листов пояса и горизонтальной полки поясного уголка;
b — расстояние, между осями пакета поясных листов;
а — ширина вертикальной полки поясного уголка за вычетом толщины гори-
зонтальной полки.
Табл. 4.70
Коэффициенты для двутавровых балок с двумя осями симметрии
Количество закреплений сжатого пояса в пролете	Вид нагрузки в пролете	Нагру- женный пояс	Формулы для гр при значениях а	
			0,1 < а < 40	40 < а < 400
1	2	3	4	5
Без закреп- лений	Сосредо- точенная	Верхний Нижний	гр = 1,75 + 0,09а гр = 5,05 + 0,09а	гр =3,3+ О,О53а - 4,5 • 1О'5а2 гр = 6,6 + 0,053а- 4,5 • 1О'5а2
392
1	2	3	4	5
	Равномерно распределенная	Верхний Нижний	ф = 1,6 4- 0,08а ф = 3,8 + 0,08а	Ф~ 3,15 4- 0,()4а - 2,7 • 1О‘5а2 Ф= 5,35 4 0.04а- 2,7 • 1О‘5а2
Два и более, делящих про- лет на рав- ные части	Любая	Любой	ф = 2,25 4- 0,07а	ф = 3,6 4- 0,04а - 3,5 • 10-W
Одно в се- редине	Сосредо- точенная в середине	Любой	ф = 1,75^]	ф = 1,75^1
	Сосредо- точенная в четверти	Любой	Ф = 1,14фУ1 ф = 1,6ф1	ф = l,14l/q Ф= 1,61^
-	Равномерно распределенная	Верхний Нижний	ф = 1,14^1 Ф = l,3V'i	У = l,14l/q У” Ul/lj
Примечание: значение ip] следует принимать равным у при двух и более закреплениях сжато-
го пояса в пролете.
Значение коэффициента фЬ в формуле (4.25) необходимо принимать: при
<Р1 < 0,85 фь = (ptf при > 0,85 фЬ = 0,68 + 0,21<plf но не более 1,0.
Табл. 4.71
Коэффициенты ф для жестко заделанных консолей двутаврового сечения
с двумя осями симметрии
1	Вид нагрузки	тт Нагру- женный	Формулы для ф при отсутствии закреплений сжатого пояса и а	
j	пояс	4 < а < 28	28 < а < 100
| Сосредоточенная • на конце консоли	Верхний Нижний	ф = 1,0 4-0,16а ф = 6,2 4- 0,08а	ф 4,0 4-0,05а ф = 7,0 4- 0,05а
i Равномерно распределенная	Верхний	ф = l,42Va	
Примечание: при наличии закреплений сжатого пояса в горизонтальной плоскости на конце
или по длине консоли коэффициенты у следует определять как для консоли без закреплений,
кроме случая сосредоточенной нагрузки, приложенной к верхнему поясу на конце консоли,
при котором ф = (значение ф-[ следует принимать согласно примеч. табл. 4.70).
Для балок двутаврового сечения с одной осью симметрии (рис. 4.25) для опреде-
ления коэффициента необходимо вычислить коэффициенты ф^ и ф2 по формулам:
<Р1 =1(/
Jy Е
% Ry'
(4.162)
(4.163)
393
где h\ — расстояние от центра тяжести сечения до оси более развитого пояса;
hi — то же, до оси менее развитого пояса; lef — имеет то же значение, что
и в формуле (4.160); гр — коэффициент, вычисляемый по формуле
Рис. 4.25. Двутавровое сечение с одной осью симметрии при изгибе
(4.164)
Коэффициенты D, С и В в формуле (4.164) следует определять по табл. 4.72
и 4.73.
Табл. 4.72
Коэффициенты D и С
Вид нагрузки	D	Коэффициент С при сечении	
		двутавровом п < 0,9	тавровом п = 1
Сосредоточенная в середине пролета	3,265	0,330м	0,0826a
Равномерно распределенная	2,247	0,481м	0,1202a
Чистый изгиб	4,315	0,101м	0,0253a
Примечание: обозначения, принятые в табл, 4.72:
n = —;/z = n(l-n)(9,87+al),
J. + л
где «j =0,385
h
394
здесь /] и J2 — моменты инерции соответственно большего и меньшего поясов относитель-
но симметрии сечения;
а — следует определять по формуле (4.160), в которой момент инерции сечения при кручении
где bj и tj — соответственно ширина и толщина листов, образующих сечение; <5 = 1,25 —
для двутаврового сечения с одной осью симметрии; д = 1,20 - для таврового сечения.
Табл. 4.73
Коэффициент В
Примечание: обозначения, принятые в табл. 4.73:
8 = п+ 0,734/?; ц = и+ 1,145/?;
р=
(0,47 - 0,035 2-
Ы
b	I Ь\
14-3--0,072 —
Л	UJ
•(2/1-1)
где Ь\ — ширина более развитого пояса балки; п — обозначение то же, что и в табл. 4.72.
Для двутавровых сечений при 0,9 < п < 1,0 коэффициенты у следует
определять линейной интерполяцией между значениями, полученными по
формуле (4.164) для двутавровых сечений при п = 0,9 и для тавровых при
п = 1.
Для таврового сечения при сосредоточенной или равномерно распределенной
нагрузке и а < 40. коэффициенты Ц) следует умножать на (0,8 + 0,004а).
При п > 0t7 и 5 < lef/b2 < 25 значение коэффициента <р2 необходимо
уменьшить умножением на (1,025—0,015/^/^) и принимать при этом не бо-
лее 0,95.
Значения 1е^/Ь2> 25 в балках с менее развитым сжатым поясом не допус-
каются.
Значения коэффициентов в формуле (4.25) необходимо принимать по
табл. 4.74, но не более 1,0.
395
Коэффициенты %
Табл. 4.74
Значение	Коэффициенты эд при сжатом поясе	
Ф2	более развитом	менее развитом
эд - 0,85	Ф1	<Pb = <Р2
Ф2 > 0,85	ФЬ = <Р][0,21 + 0,68(п/эд + 1 - п/эд)]	эд=О,68+О,21эд
Для балок швеллерного сечения коэффициент следует определять как для
балок симметричного двутаврового сечения; при этом значения а необходимо вы-
числять по формуле (4.160), а вычисленные значения умножать на 0,7.
Значения /х, Jy и Jt в формулах (4.159) и (4.160) следует принимать для швеллера.
Табл. 4.75
Моменты инерции при кручении Jt прокатных двутавров по ГОСТ 8239-72*
Номер двутавра		Номер двутавра	1 ^1 1
10	2,28	1 j ।	1 о! i J
12	2,88	27а	16,7
14	3,59	30	17,4
16	4,46	30а	20,3
18	5,60		33	23,8
18а	6,54	36	31,4
20	6,92	i Li	40,6
20а	7,94	45	54,7
22	8,60	50	75,4
22а	9,77	I £ i	100
24	П,1	60	135
24а	12,8		
4.15.4.	Справочные сведения для расчета элементов на выносливость
с учетом хрупкого разрушения
Табл. 4.76
Группы элементов и соединений при расчете на выносливость
| № Схема элемента и расположение
п/п_____расчетного сечения 
1	2
Характеристика элемента	Группа I
элемента}
-------------------------------_— --— _____--- — _)
----------------------------------------------J-4 I
Основной металл с прокатными или обра- 1
ботанными механическим путем кромками
То же, с кромками, обрезанными ма- |	2
шинной газовой резкой___________________________
Основной металл с обработанными меха- |
ническим путем кромками, при разной
ширине и радиусе перехода г, мм:
200	1
10_________________________________________4
396
1	2				3	4
3		L_У П 4 • V ! ib\ L cb di ”k ;	Phi0	Tv т J	{ k;,a f I	i i h	1 % 1					Основной металл в соединениях на высоко- прочных болтах	1 4 5 2
4	. a _	У А о О $</J  ' "/ X 0				Основной металл в болтовом (болты клас- са точности А) соединении в сечениях по отверстию: а)	при парных накладках б)	при односторонних накладках	
5	a t—— a				Переход и закругление (класс чистоты га- зовой резки 1 или фрезеровка) при а> 72°, г> Ь/2	
6			\U td 11 'W  Y ° Lil. ° .• ! ° Ji-* ^4 J		Фасонки прямоугольной формы, приварен- ные встык или тавр к элементам конструк- ций без механической обработки перехода от фасонки к элементу	7
1			1 д. Ч. 	1° 	у T <a Tf			Фасонки, приваренные встык или в тавр к стенкам и поясам балок, а также к элемен- там ферм при а < 45°	4
8	-		\a LI 1 t.l U-Ll 1.1.I.LL1J		Фасонки прямоугольной или трапециевид- ной формы, приваренные к поясам балок внахлестку с обваркой по контуру нахлест- ки без механической обработки швов	7
9					Стыковой необработанный шов; нагрузка перпендикулярна сварному шву; стыкуемые элементы одинаковой ширины и толщины	2
10	а				Стыковой необработанный шов; стыкуемые элементы разной ширины или разной тол- щины	5
397
17
3	1	4
-------------------------------------1
Основной металл в месте перехода к стыко-1
вому шву со снятым механическим спосо- |
бом усилением шва:	.
при стыковании элементов одинаковой тол-1	2
щины и ширины	।
то же, разной толщины и ширины ____ j 3
Стыковой шов, выполненный на подклад- !	4
ном листе; нагрузка перпендикулярна свар-
ному шву
Стыковой шов труб, выполненный на под- 4
кладном кольце	!
Соединение встык прокатных профилей 4
i
Сварные сечения двутаврового, таврового 2
и других типов, сварные непрерывными
продольными швами при действии усилия
вдоль оси шва .______________________________
Элемент со вспомогательным элементом,
прикрепленным продольными швами, при а:
до 45°	4
90°	7
Обрыв поясного листа без механической 7
обработки поперечного (лобового) шва
I
Основной металл с поперечным швом; свар-
ной шов двусторонний с плавным перехо-
дом к основному металлу
Основной металл растянутых поясов балок 5
и элементов ферм вблизи диафрагм и ребер,
приваренных угловыми швами
Основной металл в месте перехода к попе- |	6
речному (лобовому) угловому шву
398
_______________3
Основной металл в соединениях с фланго-
выми швами (в местах перехода от элемента
к концам фланговых швов):
а) с двойными фланговыми швами
б) с фланговыми и лобовыми швами
в) при передаче усилия через основной
металл
г) щеки анкеров для крепления стальных
канатов_______________
Основной металл трубы растянутого раско-
са при отношении толщины к наружному
диаметру трубы пояса:
1/20</„/^< 1/14
Основной металл трубы растянутого раско-
са при отношении диаметров раскоса и по-
яса t/yjw=0,4-0,7 и отношении толщины
к наружному диаметру трубы пояса:
- V14
1/20 <1^йт< 1/14
1/35 <tm/dm< 1/20
8
7
7
8
Коэффициенты Р
для расчета элементов с учетом хрупкого разрушения стали
Табл. 4.77
Номер схемы эле- мента и располо- жение расчетного сечения	Толщина элемента в расчетном сечении, мм, не более	Значение Р для сталей с пределом текучести и климатических районов строительства			
		до 285 МПа (2900 кгс/см2)		св. 285 МПа (1900 кгс/см2), до 380 МПа (3900 кгс/см2)	
		II,	П4 (14, 12, П2 и П3)	12, П2 и П3	11
1	2	3	4	5	L 6
№ по табл. 4.76	10	1,00	1,00	1,00	0,75
при гильотинной	20	0,90	Не применять	0,80	Не применять
резке свободных кромок1	30	0,85	То же	Не применять	То же
№ 3 или 4 по	10	1,00	1,00	1,00	1,00
табл. 4.76 при наличии коло- тых отверстий2	20	1,00	0,95	1,00	Не приме ют
№ 6 или 7	10	1,00	0,95	1,00	0,90
по табл. 4.76	20	0,90	0,80	0,90	0,90
	30	0,85	0,75	0,60	Применять только в фасонках
1 № 16 по табл. 4.76	10	1,00	1,00	1,00	1,00
	20	1,00	0,95	1,00	0,80
399
1	2	3	4	! Г 1	6
	30	1,00	0,87	0,90	Применять только во вспомогатель- ных элементах
№ 18 по табл. 4.76	10	1,00	1,00	1,00	1,00
	20	0,95	0,85	1,00	0,90
	30	0,90	0,80	0,90	0,60
№ 21,а по	10	1,00	0,95	1.00	0,70
табл. 4.76 при гиль-	20	0,90	•Не применять	0,75	Не применять
отинной резке сво- бодных кромок	30	0,85	То же	Не применять	То же
Примечания:
1. 1 В остальных случаях /3 =1,00;
2. При сверленых отверстиях /3 =1,00.
4.16. Основные буквенные обозначения величин в главе 4
А ^Ьп Af А„ Аш Awf Au>z Е F G lb Im’ Id Is Id I	площадь сечения брутто площадь сечения болта нетто площадь сечения раскоса площадь сечения полки (пояса); площадь сечения нетто площадь сечения стенки площадь сечения по металлу углового шва площадь сечения по металлу границы сплавления модуль упругости сида модуль сдвига момент инерции сечения ветви моменты инерции сечений пояса и раскоса фермы момент инерции сечения ребра, планки момент инерции сечения продольного ребра момент инерции кручения балки, рельса моменты инерции сечения брутто относительно осей соответственно х—х и у—у
Jytt /и	то же. сечение нетто момент, изгибающий момент
v; My	моменты относительно осей соответственно х—х и у—у продольная сила
Nml 0	дополнительное усилие продольная сила от момента в ветви колонны поперечная сила, сила сдвига
Qfn Q.	условная поперечная сила для соединительных элементов условная поперечная сила, приходящая на систему планок, располо женных в одной плоскости
400
Rba	расчетное сопротивление растяжению фундаментных болтов
расчетное сопротивление растяжению высокопрочных болтов
Rty	расчетное сопротивление смятию болтовых соединений
Rhs	расчетное сопротивление срезу болтов
Rbt	расчетное сопротивление болтов растяжению
Rfan нормативное сопротивление стали болтов, принимаемое равным вре-
менному сопротивлению сгв по государственным стандартам и техничес-
ким условиям на болты
R(,v	расчетное сопротивление растяжению U-образных болтов
Rcj	расчетное сопротивление диаметральному сжатию катков (при свобод-
ном касании в конструкциях с ограниченной подвижностью);
Rjl, расчетное сопротивление растяжению высокопрочной проволоки
Rjp расчетное сопротивление местному смятию в цилиндрических шарни-
рах (цапфах) при плотном касании;
Rp расчетное сопротивление стали смятию торцевой поверхности (при на-
личии пригонки)
Rs расчетное сопротивление стали сдвигу
Rtp расчетное сопротивление растяжению стали в направлении толщины
проката
Ru расчетное сопротивление стали растяжению, сжатию, изгибу по вре-
менному сопротивлению
Run временное сопротивление стали разрыву, принимаемое равным минни-
мальному значению $в по государственным стандартам и техническим
условиям
Rwp расчетное сопротивление угловых швов срезу (условному) по металлу шва
R^ расчетное сопротивление стыковых сварных соединений сжатию, рас-
тяжению, изгибу по временному сопротивлению
Rtimn нормативное сопротивление металла шва по временному сопротивлению
Rws	расчетное сопротивление стыковых сварных соединений
Rwy	расчетное сопротивление стыковых сварных соединений сжатию, рас-
тяжению и изгибу по пределу текучести;
Rwz расчетное сопротивление угловых швов срезу (условному) по металлу
границы сплавоения
Ry расчетное сопротивление стали растяжению, сжатию, изгибу по пре-
делу текучести
Ryn предел текучести стали, принимаемый равным значению предела те-
кучести ат по государственным стандартам и техническим условиям
на сталь
S	статический момент сдвигаемой части сечения брутто относительно
нейтральной оси
Vfx; 1Уу моменты сопротивления сечения брутто относительно осей соответст-
венно х—х и у—у;
Wyn моменты сопротивления сечения нетто относительно осей соответст-
венно х—х и у—у
b	ширина;
bef	расчетная ширина
bf	ширина полки (пояса);
bh	ширина выступающей	части ребра, свеса
401
c'f cx; cy коэффициенты для расчета на прочность с учетом развития пластичес-
ких деформаций при изгибе относительно осей соответственно х—х, у—у
е	эксцентриситет силы
h	высота
расчетная высота стенки
hw	высота стенки
i	радиус инерции сечения
imin	наименьший радиус инерции	сечения
ix\ iy	радиусы инерции сечения	относительно осей соответственно х—х
пу-у
kf	катет углового шва
I	длина, пролет
1С	длина стойки, колонны, распорки
Zj	длина раскоса
lef	расчетная, условная	длина
1т	длина панели пояса	фермы или колонны
ls	длина планки
1Ш	длина сварного шва
/х; I расчетные длины элемента в плоскостях, перпендикулярных осям со-
ответственно х—х и у—у
т относительный эксцентриситет (т = М/ И^);
те[ приведенный относительный эксценриситет (теу = w?y);
г	радиус
t	толщина
/у	толщина полки	(пояса)
tw	толщина стенки
fy и р2 коэффициенты для расчета углового шва соответственно по металлу
шва и по металлу границы сплавления
Yh	коэффициент	условий работы соединения
ус	коэффициент	условий работы
уп	коэффициент	надежности по назначению
ут	коэффициент	надежности по материалу
уц коэффициент надежности в расчетах по временному сопротив-
лению
/у	коэффициент влияния формы сечения
Л	гибкость(Л = lef/ Z);
Л	условная гибкость (Л = Л /£ )
Л^у	приведенная гибкость стержня сквозного сечения
Л^у условная приведенная гибкость стержня сквозного сечения
(л£/= лг/-<7Ё)	_	_____
условная гибкость стенки (Aw = (h/t)>/Rv/E )
наибольшая условная гибкость стенки
Лл.; Лу расчетные гибкости элемента в плоскостях, перпендикулярных осям
соответственно х—х и у—у
v	коэффициент поперечной деформации стали (Пуассона)
(Jloc	местное напряжение
сгх; Оу	нормальные напряжения, параллельные осям соответственно х—х
и у—у
402
тху	касательное напряжение
<р{х;у}	коэффициент продольного изгиба
коэффициент снижения расчетных сопротивлений при изгибно-кру-
тильной форме потери устойчивости балок
уе	коэффициент снижения расчетных сопротивлений при внецентренном
сжатии
Глава 5. Деревянные конструкции
5.1.	Общие сведения
Приводимые в настоящем справочнике нормы следует соблюдать при проек-
тировании деревянных конструкций зданий и сооружений различного назначения,
кроме конструкций гидротехнических сооружений, мостов, временных зданий
и сооружений. В перечисленных случаях необходимо пользоваться соответствую-
щими нормативными документами.
При проектировании деревянных конструкций следует предусматривать за-
щиту их от увлажнения, биоповреждения, от коррозии (для конструкций, эксплу-
атируемых в условиях агрессивных сред) в соответствии с главой СНиП по проек-
тированию защиты строительных конструкций от коррозии и от возгорания
и в соответствии с главой СНиП по противопожарным нормам проектирования
зданий и сооружений.
Деревянные конструкции должны удовлетворять требованиям расчета по не-
сущей способности (первая группа предельных состояний) и по деформациям,
не препятствующим нормальной эксплуатации (вторая группа предельных состоя-
ний), с учетом характера и длительности действия нагрузок.
Деревянные конструкции в условиях постоянного или периодического дли-
тельного нагрева допускается применять, если температура окружающего воздуха
не превышает 50 °C для конструкций из неклееной и 35 °C для конструкций из
клееной древесины.
Сорта древесины для изготовления деревянных конструкций, клеи, а также
необходимые дополнительные требования к древесине в соответствии с норматив-
ными требованиями должны указываться в рабочих чертежах.
5.2.	Материалы для конструкций
и соединений
Для изготовления деревянных конструкций следует применять древе-
сину преимущественно хвойных пород. Древесину твердых лиственных по-
род следует использовать для нагелей, подушек и других ответственных
деталей.
403
Древесина для несущих элементов деревянных конструкций должна удовлетво-
рять требованиям 1, 2 и 3-го сорта по ГОСТ 8486-66*, ГОСТ 2695-71*, ГОСТ 9462-71*,
ГОСТ 9463-72*.
Прочность древесины должна быть не ниже нормативных сопротивлений,
приведенных в табл. 5.20.
В зависимости от температурно-влажностных условий эксплуатации к влаж-
ности древесины, применяемой в элементах конструкций, должны предъявляться
требования, указанные в табл. 5.1. Зоны влажности, определяющие условия экс-
плуатации конструкций на открытом воздухе или внутри неотапливаемых поме-
щений, следует принимать в соответствии с главой СНиП по строительной тепло-
технике.
Влажность древесины
Табл. 5.1
Температурно- влажностные условия эксплуатации	Характеристика условий эксплуатации конструкций	Максимальная влажность древесины для конструкций, %	
		из клееной древесины	из неклееной древесины
	Внутри отапливаемых помещений при тем-		
А1	пературе до 35 °C, относительной влажнос- ти воздуха: до 60 %	9	20
А2	свыше 60 до 75 %	12	20
АЗ	свыше 75 до 95 %	15	20
Б1	Внутри неотапливаемых помещений: в сухой зоне	9	20
Б2	в нормальной зоне	12	20
БЗ	в сухой и нормальной зонах с постоянной влажностью в помещении более 75 % и во влажной зоне	15	25
В1	На открытом воздухе: в сухой зоне	9	20
В2	в нормальной зоне	12	20
ВЗ	во влажной зоне	15	25
	В частях зданий и сооружений:		
П	соприкасающихся с грунтом или находя- щихся в грунте	—	25
Г2	постоянно увлажняемых	—	Не ограни-
ГЗ	находящихся в воде	—	чивается то же
Примечания:
1.	Применение клееных деревянных конструкций в условиях эксплуатации А1 при относи-
тельной влажности воздуха ниже 45 % не допускается.
2.	В неклееных конструкциях, эксплуатируемых в условиях В2, ВЗ, когда усушка древесины
не вызывает расстройства или увеличения податливости соединений, допускается приме-
нять древесину с влажностью до 40 % при условии ее защиты от гниения.
404
Древесина нагелей, вкладышей и других деталей должна быть прямослойной,
без сучков и других пороков, влажность древесины не должна превышать 12 %. Та-
кие детали из древесины малостойких в отношении загнивания пород (береза, бук)
должны подвергаться антисептированйю.
Величину сбега круглых лесоматериалов при расчете элементов конструкций
следует принимать равной 0,8 см на 1м длины, а для лиственницы — I см на 1 м
длины.
Синтетические клеи для склеивания древесины и древесины с фанерой в клее-
ных деревянных конструкциях должны назначаться в соответствии с табл. 5.2.
Табл. 5.2
Синтетические клеи для склеивания древесины
и древесины с фанерой
Материалы склеиваемых	!	Типы и марки	клеев
i
элементов и условии	।
эксплуатации (по табл. 5.1)	!
1. Древесина и древесина с фа-1 Резорциновые и фенольно-резорциновые
нерой в конструкциях для всех условий эксплуатации, кроме Г1, Г2, ГЗ	(ФР-12, ТУ 6-05-1748-75, ФРФ-50, ТУ 6-05-281-14-77)
2. То же, кроме А1, Б1, В1, П, Г2 и ГЗ	Алкилрезоциновые и фенольные (ФР-100, ТУ 6-05-1638-78; ДФК-1АМ, ТУ 6-05-281-7-75; СФЖ-3016, ГОСТ 20907-75*, СФХ, ТУ 6-05-281-12-76)
3. То же, для условий эксплу- атации А2 и В2	Карбамидно-меламиновые (КС-В-СК, ТУ 6-O5-211-1OO6-75)
4. То же, для условий эксплу- атации А2	Карбамидные (КФ-5, КФ-Ж, КФ-БЖ, ГОСТ 14231-78)
Для клееных фанерных конструкций следует применять фанеру марки
ФСФ по ГОСТ 3916-69, а также фанеру бакелизированную марки ФБС по
ГОСТ 11539-73*.
Для стальных элементов деревянных конструкций следует применять стали
в соответствии с главой СНиП по проектированию стальных конструкций и арма-
турные стали в соответствии с главой СНиП по проектированию бетонных и же-
лезобетонных конструкций.
В соединениях элементов конструкций, эксплуатируемых в условиях агрес-
сивной по отношению к стали среды следует использовать алюминиевый сплав
Д16-Т (ГОСТ 21488-76*), стеклопластик АГ-4С (ГОСТ 20437-75*), однонаправлен-
ный древеснослоистый пластик ДСПБ (ГОСТ 13913-78*), а также древесину твер-
дых лиственных пород.
5.3.	Расчетные характеристики материалов
Расчетные сопротивления древесины сосны (кроме веймутовой), ели, лист-
венницы европейской и японской приведены в табл. 5.3.
405
Табл. 5.3
Расчетные сопротвление сортовой древесины сосны (кроме веймутовой),
ели, лиственницы европейской и японской
Напряженное состояние	Обозначение	Расчетные сопротивления,		
и характеристика элементов			МПа	
			кгс/ см2	
-		для сортов древесины,		
		1		2	3
1. Изгиб, сжатие и смятие вдоль волокон: а) элементы прямоугольного сечения (за исклю	Ли, Rc, RCM	14	11	8.5
чением указанных в подпунктах “б”, “в”) вы- сотой до 50 см		140	130	85
б) элементы прямоугольного сечения шириной	Rfr «С, ^СМ	15	14	10
свыше 11 до 13 см при высоте сечения свы- ше 11 до 50 см		150	140	100
в) элементы прямоугольного сечения шириной	1?и, Rc, RCM	16	12	11
свыше 13 см при высоте сечения свыше 13 до 50 см	-	160	150	ПО
г) элементы из круглых лесоматериалов	^с» *см	—	16	10
без врезок в расчетном сечении			160	100
2. Растяжение вдоль волокон:				
а) неклееные элементы	Яр	10	7	
		100	70	
б) клееные элементы	Яр	12	9	
		120	90	
3. Сжатие и смятие по всей площади поперек	^с90> ^см90	1.8	1.8	1.8
волокон		18	18	18
4. Смятие поперек волокон местное: а) в опорных частях конструкций, лобовых	^см90	3	3	3
врубках и узловых примыканиях элементов		30	30	30
б) под шайбами при углах смятия от 90 до 60°	^см90	4	4	4
		40	40	40
5. Скалывание вдоль волокон: а) при изгибе неклееных элементов	^ск	1.8		
		18	16	16
б) при изгибе клееных элементов	Лск	ы	1.5	1.5
		16	15	15
в) в лобовых врубках для максимального	^ск	2.4	2d	2.1
напряжения		24	21	21
г) местное в клеевых соединениях для максималь-	^ск	2.1	2.1	2,1
ного напряжения		21	21	21
6. Скалывание поперек волокон: а) в соединениях неклееных элементов	^ск90	1	0.8	0.6
		10	8	6
б) в соединениях клееных элементов	^ск90	0.7	0.7	0.6
		7	7	6
7. Растяжение поперек волокон элементов	Яр90	0.35	0.3	0.25
из клееной древесины		3,5	3	2,5 	г	
406
Примечания:
1.	Расчетное сопротивление древесины местному смятию поперек волокон на части длины (при
длине незагруженных участков не менее длины площадки смятия и толщины элементов),
за исключением случаев, оговоренных в п. 4 данной таблицы, определяется по формуле:
R-cm90
= К.90 1 +
8 '
k+U,
где Rc9q — расчетное сопротивление древесины сжатию и смятию по всей поверхности попе-
рек волокон (п, 3 данной таблицы);
1СН — длина площадки смятия вдоль волокон древесины, см.
2.	Расчетное сопротивление древесины смятию под углом а к направлению волокон опреде-
ляется по формуле:

к
R
^-1 sin’a
^с«90 у
(5.2)
3.	Расчетное сопротивление древесины скалыванию под углом к направлению волокон опре-
деляется по формуле:
= -7-----------Г-------.	(5.3)
1+ —1 sin3 а
4.	В конструкциях построечного изготовления величины расчетных сопротивлений на растя-
жение, принятые по п. 2а данной таблицы, следует снижать на 30 %.
5.	Расчетное сопротивление изгибу для элементов настила и обрешетки под кровлю из древе-
сины 3-го сорта следует принимать равным 13 МПа (130 кгс/см2).
Расчетные сопротивления для других пород древесины устанавливаются путем умножения
величин, приведенных в табл. 5.3, на переходные коэффициенты тп, указанные в табл. 5.4.
Табл. 5.4
Переходные коэффициенты тп для расчетных сопротивлений
	Коэффициент тп для расчетных сопротивлений		
Древесные породы	растяжению, изгибу,	сжатию и смятию	скалыва-
	сжатию и смятию вдоль	поперек волокон	нию RCK
	волокон Rp, Rc, jRcm	Яс9о» Ясм90	
1	2	3	4
Хвойные:			
1. Лиственница, кроме европейской			
и японской	1,2	1,2	1
2. Кедр сибирский, кроме Красно-			
ярского края	0,9	0,9	0,9
3. Кедр Красноярского края, сосна			
веймутова	0,65	0,65	0,65
407
1	1	1 	L	3	4
4. Пихта	1	0,8	0,8	0,8
Твердые лиственные: 5. Дуб		2	U
6. Ясень, клен, граб	:	1,з	2	1.6
7. Акация	1	I-5	2,2	1,8
8. Береза, бук	1	1.1	1,6	1,3
9. Вяз, ильм	! 1	1,6	1
Мягкие лиственные:	i		
10. Ольха, липа, осина, тополь	1	0,8	_ * 1		0,8
Примечание: коэффициенты тп, указанные в таблице для конструкций опор воздушных ли-
ний электропередачи, изготавливаемых из не пропитанной антисептиками лиственницы (при
влажности < 25 %), умножаются на коэффициент 0,85.
Расчетные сопротивления, приведенные в табл. 5.3, следует умножать на ко-
эффициенты условий работы: а) для различных условий эксплуатации конструк-
ций — на значения коэффициент тв, указанные в табл. 5.5;
Табл. 5.5
Коэффициент условий эксплуатации т*
Условия эксплуатации (по табл. 5.1)	Коэффициент тв	Условия эксплуатации (по табл. 5.1)	1 Коэффициент тв | 1 J
А1, А2, Б1, Б2	1	В2, ВЗ, Г1	0,85	'
АЗ, БЗ, В1	0,9	Г2, ГЗ	0,75
б)	для конструкций, эксплуатируемых при установившейся температуре воз-
духа до +35 °C, — на коэффициент = 1; при температуре +50 °C — на коэффи-
циент wT = 0,8. Для промежуточных значений температуры коэффициент прини-
мается по интерполяции;
в)	для конструкций, в которых напряжения в элементах, возникающие от
постоянных и временных длительных нагрузок, превышают 80 % суммарного на-
пряжения от всех нагрузок, — на коэффициент mh = 0,8;
г)	для конструкций, рассчитываемых с учетом воздействия кратковременных
(ветровой, монтажной или гололедной) нагрузок, а также нагрузок от тяжения
и обрыва проводов воздушных ЛЭП и сейсмической, — на коэффициенты тн, ука-
занные в табл. 5.6;
Табл. 5.6
Коэффициент тп в зависимости от нагрузки
---------------------------------------! . . !
Коэффициент тп
Нагрузка	! для всех видов для смятия
।	-	I
j сопротивлении, кроме поперек волокон
i смятия поперек волокон j
1	П Т ~ YYYY jZTTXT
1. Ветровая, монтажная, кроме указанной в п. 31	1,2	1	1,4
408
1	2	3
2. Сейсмическая	1,4	1,6
Для опор воздушных линий электропередачи		
3. Гололедная, монтажная, ветровая при голо-		
леде, от тяжения проводов при температуре		
ниже среднегодовой	1,45	1.6
При обрыве проводов и тросов	1,9	2,2
д)	для изгибаемых, внецентренно-сжатых, сжато-изгибаемых и сжатых клееных
элементов прямоугольного сечения высотой более 50 см значения расчетных сопротив-
лений изгибу и сжатию вдоль волокон — на коэффициенты указанные в табл. 5.7.
Табл. 5.7
Коэффициент в зависимости от высоты сечения
Высота сечения, см	50 и менее	60	70	1	80	100	120 и более
Коэффициент	1 1 .	0,96 - .	0,93	0,90	0,85	0,8
е)	для изгибаемых, внецентренно-сжатых, сжато-изгибаемых и сжатых клее-
ных элементов в зависимости от толщины слоев значения расчетных сопротивле-
ний изгибу, скалыванию и сжатию вдоль волокон — на коэффициенты тСА, ука-
занные в табл. 5.8;
Табл. 5.8
Коэффициент тСЛ в зависимости от толщины слоя
Толщина слоя, мм 19 и менее Г" 26	]	33	42 ।
Коэффициент тсл	1,1	|	1,05 j 1	0,95 |
ж)	для гнутых элементов конструкций значения расчетных сопротивлений рас-
тяжению, сжатию и изгибу — на коэффициенты тгн, указанные в табл. 5.9:
Табл. 5.9
Расчетные сопротивления растяжению, сжатию и изгибу
Напряженное состояние	Обозначение расчетных сопротивлений	  Коэффициент жгн при отношении гк /а			
		150	200	250	500 и более
Сжатие и изгиб	Лс>	0,8	0,9	1	1
Растяжение	RP		0,6	''0,7	0,8	1
11 римечание: гк — радиус кривизны гнутой доска или бруска; а — толщина гнутой доски или
бруска в радиальном направлении.
и) для растянутых элементов с ослаблением в расчетном сечении и изгибае-
мых элементов из круглых лесоматериалов с подрезкой в расчетном сечении — на
коэффициент т0 = 0,8;
к) для элементов, подвергнутых глубокой пропитке антипиренами под давле-
нием, — на коэффициент тя = 0,9.
409
Расчетные сопротивления строительной фанеры приведены в табл. 5. 10.
Табл, 1.10
Расчетные сопротивления строительной фанеры
Расчетные сопротивления. —Т-Л
кгс/ см
Вид фанеры	Растяже- нию в плос- кости лис- та лф.р	сжатию в плоскос- ти лис- та 1?ф>с	изгибу из плос- кости лис- та ^ф.и	i	1 скалыва- | срезу пер- । нию в плос-1 пендикуляр-; кости лис- (но плоскостиj L та	j листа йф.ср
11. Фанера клееная березовая марки ФСФ сортов В/ВВ, В/Ст ВВ/С
а) семислойная толщиной 8 мм и более:				‘г			
вдоль волокон	В |	12 i	1£	0J 1	£ i
i 1	140	120	160	8	1	60
поперек волокон на-	9	8.5	6.5	ОЛ i 1	6 i
ружных слоев	90	85	65	8	60
под углом 45° к во-	4.5	1	—	0.8	1
локнам	45				_*			W.-.J
б) пятислойиая толщиной 5	—7 мм:				
вдоль волокон наруж-	14	13’Л is		0.8	1 1
ных слоев	140	130	180	8	50 !
поперек волокон на-	к	7	3	0Л	i 1
ружных слоев	60	70	30	8	60
под углом 45° к во-	4	1 &	—	0.8	।	9 i	“
локнам	40	]	60		1		90
2. Фанера Клееная из древесины лиственницы марки ФСФ сортов B/BBj ВВ/С семислойная ^
толщиной 8 мм и более:			15
вдоль волокон наруж-	9	12	
ных слоев	90	170	180
поперек волокон на-	7.5	13	Л
ружных слоев	75	130	110
под углом 45° к во-	3	5	—
локнам 		30	50	1	
3. Фанера бакелизированная марки ФСБ толщиной 7			мм и более:		
вдоль волоком на-	32	28	33	1	1Л	1 В
ружных слоеь	320	280	330	|	18	1	110
поперек волокон	24	21	25	1	1.8	।	22
наружных слоев	240	230	250	;	18	I 120
под углом 45е3 к во-	1L5	21		1*8	1	16
локнам	165	210 			1	18		J	160_
Примечание: расчетные сопротивления смятию и сжатию перпендикулярно плоскости листа
для березовой фанеры марки ФСФ Яф>с.9О = ^ф.см.90 = 4 МПа (40 кгс/см2) и марки ФБС
Кф.с.90 = Яф.см.эо = 8 МПа (80 кгс/см2).
В необходимых случаях значения расчетных сопротивлений строительной
фанеры следует умножать на коэффициенты тъ, тх, тп и та.
410
Упругие характеристики и расчетные сопротивления стали и соединений
стальных элементов деревянных конструкций следует принимать по главе СНиП
по проектированию стальных конструкций, а арматурных сталей — по главе
СНиП по проектированию бетонных и железобетонных конструкций.
Расчетные сопротивления ослабленных нарезкой тяжей из арматурных ста-
лей следует умножать на коэффициент тл = 0,8,. а из других сталей — принимать
по главе СНиП по проектированию стальных конструкций как для болтов нор-
мальной точности. Расчетные сопротивления двойных тяжей следует снижать ум-
ножением на коэффициент т = 0,85.
Модуль упругости древесины при расчете по предельным состояниям второй
группы следует принимать равным: вдоль волокон Е = 10 000 МПа (100 000 кгс/см2);
поперек волокон Е90 = 400 МПа (4000 кгс/см2). Модуль сдвига древесины относи-
тельно осей, направленных вдоль и поперек волокон, следует принимать равным
G90 = 500 МПа (5000 кгс/см2). Коэффициент Пуассона древесины поперек воло-
кон при напряжениях, направленных вдоль волокон, следует принимать равным
v90.0 = 0,5, а вдоль волокон при напряжениях, направленных поперек волокон,
vo.9O =
Величины модулей упругости строительной фанеры в плоскости листа Еф
и Сф и коэффициенты Пуассона Уф при расчете по второй группе предельных со-
стояний следует принимать по табл. 5.11.
Табл. 5.11
Величины модулей упругости строительной фанеры в плоскости листа
Вид фанеры	Модуль упругости Еф,	Модуль сдвига Сф,	Коэффициент
		МПа	МПа	Пуассона Уф
	кгс/ см2	кгс/см2	
1. Фанера клееная березовая мар	ки ФСФ сортов В/ВВ, В/С, ВВ/С семислойная		и пятислойная:
вдоль волокон на-	9000	750	0,085
ружных слоев	90 000	7500	
поперек волокон	6000	750	0,065
наружных слоев	60 000	7500	
под углом 45° к волокнам	2500	3000	0,6
	25 000	30 000	
2. Фанера клееная из древесины	лиственницы марки ФС<	) сортов В/ВВ и ВВ/С семислойная:	
вдоль волокон наружных	7000	800	0,07
слоев	70 000	8000	
поперек волокон наружных	5500	800	0,06
I слоев	55 000	8000	
I под углом 45° к волокнам	2000	2200	0,6
i	20 000	22 000	
3. Фанера бакелизированная ма	?ки ФБС:		
вдоль волокон наружных	12 000		1000	0,085
1 слоев	120 000	10 000	
1 поперек волокон наружных	8 500	1000	0,065
слоев	85 000	10 000	
под углом 45° к волокнам	3500	4000	0,7
	35 000	40 000	
411
Примечание: коэффициент Пуассона Уф указан для направления, перпендикулярно оси, вдоль
которой определен модуль упругости Еф.
Модули упругости древесины и фанеры для конструкций, находящихся
в различных условиях эксплуатации, подвергающихся воздействию повышенной
температуры, совместному воздействию постоянной и временной длительной на-
грузок, следует определять умножением указанных выше величин Е и G на коэф-
фициенты тв в табл. 5.5 и коэффициенты тт и тд.
Модуль упругости древесины и фанеры в расчетах конструкций (кроме опор
ЛЭП) на устойчивость и по деформированной схеме следует принимать равным для
древесины Е1 = 300Ес (Rc — расчетное сопротивление сжатию вдоль волокон, при-
нимаемое по табл. 5.3), а модуль сдвига относительно осей, направленных вдоль
и поперек волокон, — Gl090 + 0,05Ет; для фанеры — Еф1 = 250Ефс:) GTJ = Егы!/Етм
(Еф С, Еф, Сф принимаются по табл. 5.10, 5.11).
5.4.	Расчет элементов деревянных конструкции
по предельным состояниям первой группы
5.4.1.	Расчет центрально-растянутых и центрально-сжатых
элементов
Расчет центрально-растянутых элементов следует производить по формуле:
(5.4)
где N — расчетная продольная сила; Rp — расчетное сопротивление древеси-
ны растяжению вдоль волокон; Ент — площадь поперечного сечения элемента
нетто.
При определении Ент ослабления, расположенные на участке длиной до 200 мм,
следует принимать совмещенными в одном сечении.
Расчет центрально-сжатых элементов постоянного цельного сечения следует
производить по формулам:
а)	на прочность:
(5.5)
б)	на устойчивость:
(5.6)
412
где Rc — расчетное сопротивление древесины сжатию вдоль волокон; ср — коэф-
фициент продольного изгиба; FHT — площадь нетто поперечного сечения элемен-
та; Fpac — расчетная площадь поперечного сечения элемента, принимаемая рав-
ной: при отсутствии ослаблений или ослаблениях в опасных сечениях, не выходя-
щих на кромки (рис. 5.1, а), если площадь ослаблений не превышает 25 % F6p,
£расч = ^бр> гДе Л$р “ площадь сечения брутто; при ослаблениях, не выходящих на
кромки, если площадь ослабления превышает 25 % F^, Fpac = 4/3 FI|T; при симме-
тричных ослаблениях, выходящих на кромки (рис. 5.1, б), Fpac = FIIT.
Рис. 5.1. Ослабление сжатых элементов:
а - не выходящие за кромку; б - выходящие за кромку
Коэффициент продольного изгиба ср следует определять по формулам (5.7)
И (5.8);
при гибкости элемента Л < 70:
Л = 1-я
'—У
J00,
(5-7)
при гибкости элемента Л > 70:
413
где коэффициент а = 0,8 для древесины и а = 1 для фанеры;
коэффициент А = 3000 для древесины и А = 2500 для фанеры.
Гибкость элементов цельного сечения определяют по формуле
Д = А,	(5.9)
Г
где /0 — расчетная длина элемента;
г — радиус инерции сечения элемента с максимальными размерами брутто соот-
ветственно относительно осей X и У.
Расчетную длину элемента /0 следует определять умножением его свободной
длины / на коэффициент
(5-Ю)
I
Составные элементы на податливых соединениях, опертые всем сечением, сле-
дует рассчитывать на прочность и устойчивость по формулам (5.5) и (5.6),
при этом Гнт и Ерас определять как суммарные площади всех ветвей. Гибкость со-
ставных элементов Л следует определять с учетом податливости соединений по
формуле:

(5.11)
где Лу — гибкость всего элемента относительно оси Y (рис. 5.2), вычисленная по
расчетной длине элемента /0 без учета податливости;
— гибкость отдельной ветви относительно оси I—I (см. рис. 5.2), вычисленная
по расчетной длине ветви /г; при /у Меньше семи толщин (hx) ветви принимаются
Aj = 0; ау — коэффициент приведения гибкости, определяемый по формуле:
fa

(5.12)
где b и h — ширина и высота попере чного сечения элемента, см: — расчетное
количество швов в элементе, определяемое числом швов, по которым суммиру-
ется взаимный сдвиг элементов (на рис. 2, а — 4 шва, на рис. 2, б — 5 швов);
/0 — расчетная длина элемента, м; пс — расчетное количество срезов связей
в одном шве на 1 м элемента (при нескольких швах с различным количеством
срезов следует принимать среднее д^?\я всех швов количество срезов); kc — коэф-
фициент податливости соединений, который следует определять по формулам
табл. 5.12.
При определении kc диаметр гвоздей следует принимать не более 0,1 толщи-
ны соединяемых элементов. Если ра змер защемленных концов гвоздей менее 4d,
414
то срезы в примыкающих к ним швах в расчете не учитывают. Значение kc соеди-
нений на стальных цилиндрических нагелях следует определять по толщине а бо-
лее тонкого из соединяемых элементов.
Рис. 5.2. Составные элементы:
а - с прокладками; б — без прокладок
Табл. 5.12
Коэффициент податливости соединений
Вид связей	Коэффициент kc при	i 1 центральном сжатии [ сжатии с изгибом !
		 1	 1. Гвозди	I	2	!	3	i 1	2Г Г’	JZ 1 10а2	1	5<Р	I
2. Стальные цилиндрические нагели	_JL	i	_J_	1
	I	М2	j	2,id1 1
415
	i	2	3	1
	1	
1 у а) диаметром < 77 толщины соединяемых	'•	1_	_L_	i
элементов	I	5J2	2,5^
б) диаметром > V7 толщины соедиЕыемых	1,5	3	i
элементов	ad	ad	i
3. Дубовые цилиндрические нагели	1	_1_	Ы	i
	d2	</2	1
— • •   —- - - - —		 - —— —. —	— —			 . - ——  — — — — - 	   • - - -  - —. —— — —	-
4. Дубовые пластинчатые нагели		1.4	I
		^пл	!
5. Клей		!	0	0	1
Примечание: диаметры гвоздей и нагелей d, толщину элементов а, ширину Ьпл и толщину <5
пластинчатых нагелей следует принимать в см.
При определении kc диаметр дубовых цилиндрических нагелей следует при-
нимать не более 0,25 толщины более тонкого из соединяемых элементов.
Связи в швах следует расставлять равномерно по длине элемента. В шарнир-
но-опертых прямолинейных элементах допускается в средних четвертях длины
ставить связи в половинном количестве, вводя в расчет по формуле (5.12) величи-
ну ис, принятую для крайних четвертей длины элемента.
Гибкость составного элемента следует принимать не более гибкости Л от-
дельных ветвей, определяемой по формуле:
'° —,	(5.13)
\ ^i6p / ^бр
где — сумма моментов инерции брутто поперечных сечений отдельных вет-
вей относительно собственных осей, параллельных оси У (см. рис. 5.2);
Fgp — площадь сечения брутто элемента;
/0 — расчетная длина элемента.
Гибкость составного элемента относительно оси, проходящей через центры
тяжести сечений всех ветвей (ось X на рис. 5.2), следует определять как для цель-
ного элемента, т. е. б1ез учета податливости связей, если ветви нагружены равно-
мерно. В случае неравномерно нагруженных ветвей следует руководствоваться ни-
жеследующими указаниями.
Если ветви составного элемента имеют различное сечение, то расчетную гиб-
кость ветви в формуле (5.11) следует принимать равной:
(5.14)
определение приведено на рис. 5.2.
Составные элементы на податливых соединениях, часть ветвей которых нс
оперта по концам, допускается рассчитывать на прочность и устойчивость при со
блюдении следующие условий:
а)	площади поперечного сечения элемента FHT и Ераг следует определять по
сечению опертых ветвей:
416
6)	при определении гибкости относительно о<.и X (см. рис. 2) момент инер-
ции следует определять по формуле
/ = 10 + 0,5/но,
(5.15)
где 10 и ZHO — моменты инерции поперечных сечений соответственно опертых
и неопертых ветвей.
Расчет на устойчивость центрально-сжатых элементов переменного по высо-
те сечения следует выполнять по формуле:
<PFa,»,A«-W
(5-16)
где FMaKC — площадь поперечного сечения брутто с максимальными размерами;
~~ коэффициент, учитывающий переменность высоты сечения, определяемый
по табл. 5.22 (для элементов постоянного сечения k*N - 1); </? — коэффициент
продольного изгиба для гибкости, соответствующей сечению с максимальными
размерами. ,
5.4.2, Расчет изгибаемых элементов
Расчет изгибаемых элементов, обеспеченных от потери устойчивости плос-
кой формы деформирования (см. ниже), на прочность по нормальным напряжени-
ям следует производить по формуле:
М
(5-17)
где М — расчетный изгибающий момент; — расчетное сопротивление изгибу;
Wpac — расчетный момент сопротивления поперечного сечения элемента. Для
цельных элементов РИрас = РИНТ; для изгибаемых составных элементов на податли-
вых соединениях расчетный момент сопротивления следует принимать равным мо-
менту сопротивления нетто РИНТ, умноженному на коэффициент &w; значения kv
для элементов, составленных из одинаковых слоев, приведены в табл. 5.13. При
определении 1УНТ ослабления сечений, расположенные на участке элемента дли-
ной до 200 мм, принимают совмещенными в одном сечении.
Табл. 5.13
Значения коэффициентов для расчета изгибаемых составных элементов
Обозначение	Число слоев	Значение коэффициентов для расчета изгибаемых			
коэффициентов	в элементе	составных элементов при пролетах, м			
		2	4	6	9 и более
1	2	3	4	5	6
	2	0,7	0,85	0,9	0,9
	3	0,6	0,8	0,85	0,9
14- Полный справочник проектировщика
417
1		2		 10 2 3 10		3	 0,4 0,45 0,25 0,07	.	<— Xл	 0,7	|	0,8 0,65		0,75 0,5	0,6 0,2	|	0,3		6_	 0,85	। 0,8 0,7 0,4	|
Примечание: для промежуточных значений величины пролета и числа слоев коэффициенты
определяются интерполяцией.
Расчет изгибаемых элементов на прочность по скалыванию следует выпол-
нять по формуле:
QS6p
^бр^рас
(5.18)
где Q — расчетная поперечная сила; ^бр статический момент брутто сдвигаемой
части поперечного сечения элемента относительно нейтральной оси; — момент
инерции брутто поперечного сечения элемента относительно нейтральной оси;
£рас “‘ расчетная ширина сечения элемента; Лск — расчетное сопротивление ска-
лыванию при изгибе.
Количество срезов связей ис, равномерно расставленных в каждом шве со-
ставного элемента на участке с однозначной эпюрой поперечных сил, должно
удовлетворять условию
п -------------
ТЕ
ор
(5Л9)
где Т — расчетная несущая способность связи в данном шве; Мд, Мв — изгибаю-
щие моменты в начальном А и конечном В сечениях рассматриваемого участка.
При наличии в шве связей разной несущей способности, но одинаковых по
характеру работы (например, нагелей и гвоздей), несущие способности их следует
суммировать.
Расчет элементов цельного сечения на прочность при косом изгибе следует
производить по формуле:
wr wv
z
(5.20)
где Mx и Му — составляющие расчетного изгибающего момента для главных осей
сечения X и У; Wx и VHy — моменты сопротивлений поперечного сечения нетто
относительно главных осей сечения X и У.
Клееные криволинейные элементы, изгибаемые моментом М, уменьшающим
их кривизну, следует проверять на радиальные растягивающие напряжения по
формуле:
418
(go+g,)h,^R
2г;
(5.21)
где сг0 ~ нормальное напряжение в крайнем волокне растянутой зоны; <7; — нор-
мальное напряжение в промежуточном волокне сечения, для которого определя-
ются радиальные растягивающие напряжения; — расстояние между крайним
и рассматриваемым волокнами; г, — радиус кривизны линии, проходящей через
центр тяжести части эпюры нормальных растягивающих напряжений, заключен-
ной между крайним и рассматриваемым волокнами; Яр 90 — расчетное сопротив-
ление древесины растяжению поперек волокон.
Расчет на устойчивость плоской формы деформирования изгибаемых
элементов прямоугольного постоянного сечения следует производить по фор-
муле:
М
Фм^бр
(5-22)
где М — максимальный изгибающий момент на рассматриваемом участке
W6p — максимальный момент сопротивления брутто на рассматриваемом уча-
стке /р.
Коэффициент срм для изгибаемых элементов прямоугольного постоянного
поперечного сечения, шарнирно-закрепленных от смещения из плоскости изгиба
и закрепленных от поворота вокруг продольной оси в опорных сечениях, следует
определять по формуле:
|2
фм =140----к.
1 h
(5.23)
где 1р — расстояние между опорными сечениями элемента, а при закреплении
сжатой кромки элемента в промежуточных точках от смещения из плоскости из-
гиба — расстояние между этими точками; b — ширина поперечного сечения; h —
максимальная высота поперечного сечения на участке Ip, — коэффициент, за-
висящий от формы эпюры изгибающих моментов на участке 1р, определяемый по
табл. 2 прил. 4 настоящих норм.
При расчете изгибаемых элементов с линейно меняющейся по длине высотой
и постоянной шириной поперечного сечения, не имеющих закреплений из плоско-
сти по растянутой от момента М кромке, или при т < 4 коэффициент срм по фор-
муле (5.23) следует умножать на дополнительный коэффициент &жМ. Значения
приведены в табл. 5.23. При т > 4 k^M = 1.
При подкреплении из плоскости изгиба в промежуточных точках растянутой
кромки элемента на участке /р коэффициент срм определенный по формуле (5.23),
следует умножать на коэффициент knM:
419

= 1+
1	h
0,142-^+1,76—
h	1,
(5-24)
где ар — центральный угол в радианах, определяющий участок 1р элемента круго-
вого очертания (для прямолинейных элементов ар = 0); т — число подкреплен-
ных (с одинаковым шагом) точек растянутой кромки на участке 1р (при т > 4 ве-
личину т2/(тЗ — 1) следует принимать равной 1).
Проверку устойчивости плоской формы деформирования изгибаемых элемен-
тов постоянного двутаврового или коробчатого поперечного сечений следует про-
изводить в тех случаях, когда
/Р > Ъ
, (5.25)
где b — ширина сжатого пояса поперечного сечения.
Расчет следует производить по формуле
М
(5.26)
где ср — коэффициент продольного изгиба из плоскости изгиба сжатого пояса
элемента; Rc — расчетное сопротивление сжатию; W6p — момент сопротивления
брутто поперечного сечения; в случае фанерных стенок — приведенный момент
сопротивления в плоскости изгиба элемента.
5.4.3, Расчет элементов, подверженных действию осевой силы '
с изгибом
Расчет внецентренно-растянутых и растянуто-изгибаемых элементов следует
производить по формуле:
N . MR, <R
F W R
рас рас и
(5-27)
где Wpac — расчетный момент сопротивления поперечного сечения); Грас — пло-
щадь расчетного сечения нетто.
Расчет на прочность внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов
следует производить по формуле:
N М„
---+ ——
F W
рас рас
(5.28)
где Мд — изгибающий момент от действия поперечных и продольных нагрузок,
определяемый из расчета по деформированной схеме.
420
Для шарнирно-опертых элементов при симметричных эпюрах изгибающих
моментов синусоидального, параболического, полигонального и близких
к ним очертаний, а также для консольных элементов Мл следует определять
по формуле:
(5.29)
где § — коэффициент, изменяющийся от 1 до 0, учитывающий дополнительный
момент от продольной силы вследствие прогиба элемента, определяемый по
формуле
N

(5.30)
где М — изгибающий момент в расчетном сечении без учета дополнительного мо-
мента от продольной силы; ср — коэффициент (см. выше).
В случаях когда в шарнирно-опертых элементах эпюры изгибающих момен-
тов имеют треугольное или прямоугольное очертание, коэффициент — по форму-
ле (5.30) следует умножать на поправочный коэффициент &н:
ан + ан)’
(5.31)
где ан — коэффициент, который следует принимать равным 1,22 при эпюрах изги-
бающих моментов треугольного очертания (от сосредоточенной силы) и 0,81 при
эпюрах прямоугольного очертания (от постоянного изгибающего момента).
При несимметричном загружении шарнирно-опертых элементов величину из-
гибающего момента Мм следует определять по формуле:
М,
М
(5.32)
где Мс и Мк — изгибающие моменты в расчетном сечении элемента от симметрич-
ной и кососимметричной составляющих нагрузки; и — коэффициенты, опре-
деляемые по формуле (5.30) при величинах гибкостей, соответствующих симмет-
ричной и кососимметричной формам продольного изгиба.
Для элементов переменного по высоте сечения площадь Fgp-B формуле (5.39)
следует принимать для максимального по высоте сечения, а коэффициент ср следу-
ет умножать на коэффициент (см. п. 5.7.8).
При отношении напряжений от изгиба к напряжениям от сжатия менее 0,1 сжа-
то-изгибаемые элементы следует проверять также на устойчивость без учета изгибаю-
щего момента.
Расчет на устойчивость плоской формы деформирования сжато-изгибаемых
элементов следует производить по формуле:
421
N ,[ Мд '
(DR E <P„RUW, >
T c op	и op у
(5.33)
где Ffy — площадь брутто с максимальными размерами сечения элемента на уча-
стке Zp; W6p — см. формулу 5.22; п = 2 — для элементов без закрепления растяну-
той зоны из плоскости деформирования и п = 1 для элементов, имеющих такие
закрепления; ср — коэффициент продольного изгиба, определяемый по формуле
(5.18) для гибкости участка элемента расчетной длиной /р из плоскости деформи-
рования; (рм — коэффициент, определяемый по формуле (5.23).
При наличии в элементе на участке 1р закреплений из плоскости деформиро-
вания со стороны растянутой от момента М кромки коэффициент срм следует ум-
ножать на коэффициент определяемый по формуле (5.15), а коэффициент
ср — на коэффициент определяемый по формуле:
где ар, /р, h и т — см. указания выше.
При расчете элементов переменного по высоте сечения, не имеющих за-
креплений из плоскости по растянутой от момента М кромке, или при т < 4 ко-
эффициенты Ф Ифм, определяемые по формулам (5.8) и (5.23), следует дополни-
тельно умножать соответственно на коэффициенты k:*N и k^, (см. п. 5.7.8).
При m > 4 kxN =	= 1.
В составных сжато-изгибаемых элементах следует проверять устойчивость
наиболее напряженной ветви, если расчетная длина ее превышает семь толщин
ветви, по формуле:
N
(5-35)
где (pi — коэффициент продольного изгиба для отдельной ветви, вычисленный по
ее расчетной длине Zj ; F6p, W6p — площадь и момент сопротивления брутто попе-
речного сечения элемента.
Устойчивость сжато-изгибаемого составного элемента из плоскости изгиба
следует проверять по формуле (5.6) без учета изгибающего момента.
Количество срезов связей wc, равномерно расставленных в каждом шве сжа-
то-изгибаемого составного элемента на участке с однозначной эпюрой попереч-
ных сил при приложении сжимающей силы по всему сечению, должно удовлетво-
рять условию:

(5.36)
422
где £$о — статический момент брутто сдвигаемой части поперечного сечения отно-
сительно нейтральной оси; — момент инерции брутто поперечного сечения
элемента: Т — расчетная несущая способность одной связи в данном шве; Мл —
изгибающий момент.
5.4.4.	Расчетные длины и предельные гибкости элементов
деревянных конструкций
Для определения расчетной длины прямолинейных элементов, загружен-
ных продольными силами по концам, коэффициент следует принимать
равным:
при шарнирно-закрепленных концах, а также при шарнирном закреплении
в промежуточных точках элемента — 1;
при одном шарнирно-закрепленном и другом защемленном конце — 0,8;
при одном защемленном и другом свободном нагруженном конце — 2,2;
при обоих защемленных концах — 0,65.
В случае распределенной равномерно по длине элемента продольной нагруз-
ки коэффициент т0 следует принимать равным:
при обоих шарнирно-закрепленных концах — 0,73;
при одном защемленном и другом свободном конце — 1,2.
Расчетную длину пересекающихся элементов, соединенных между собой
в месте пересечения, следует принимать равной:
при проверке устойчивости в плоскости конструкций — расстоянию от цент-
ра узла до точки пересечения элементов;
* при проверке устойчивости из плоскости конструкции:
а)	в случае пересечения двух сжатых элементов — полной длине эле-
мента;
б)	в случае пересечения сжатого элемента с неработающим — величине Zj,
умноженной на коэффициент ц0:
1
где /1} Xq, — полная длина, гибкость и площадь поперечного сечения сжатого
элемента; Z2, Х2, Г2 “ длина, гибкость и площадь поперечного сечения неработаю-
щего элемента.
Величину jUq следует принимать не менее 0,5;
в)	в случае пересечения сжатого элемента с растянутым равной по величине
силой — наибольшей длине сжатого элемента, измеряемой от центра узла до точ-
ки пересечения элементов.
Если пересекающиеся элементы имеют составное сечение, то в формулу
(5.28) следует подставлять соответствующие значения гибкости.
Гибкость элементов и их отдельных ветвей в деревянных конструкциях не
должна превышать значений, указанных в табл. 5.14.
423
Табл. 5.14
Предельная гибкость элементов Хмакс
Наименование элементов конструкций	Предельная гибкость lYldKL
1. Сжатые пояса, опорные раскосы и опорные стойки ферм, колонны	120
2. Прочие сжатые элементы ферм и других сквозных конструкций	150
3. Сжатые элементы связей	200
4. Растянутые пояса ферм в вертикальной плоскости	150
5. Прочие растянутые элементы ферм и других сквозных конструкций	200
Для опор воздушных линий электропередачи:	
6. Основные элементы (стойки, приставки, опорные раскосы)	150
7. Прочие элементы	175
8. Связи	200
Примечание: для сжатых элементов переменного сечения величины предельной гибкости
Хмакс умножаются на где коэффициент принимается по табл. 5.22.
5.4.5.	Особенности расчета клееных элементов из фанеры
с древесиной
Расчет клееных элементов из фанеры с древесиной следует выполнять по ме-
тоду приведенного поперечного сечения.
Прочность растянутой фанерной обшивки плит (рис. 5.3) и панелей следует
проверять по формуле:
М
Wnn
- тф^фр ’
(5.38)
где М — расчетный изгибающий момент; р — расчетное сопротивление фанеры
растяжению; тф — коэффициент, учитывающий снижение расчетного сопротив-
ления в стыках фанерной обшивки, принимаемый равным при усовом соединении
или с двусторонними накладками: тф= 0,6 для фанеры обычной и Мф = 0,8 для
фанеры бакелизированной. При отсутствии стыков Мф = 1; VKnp — момент сопро-
тивления поперечного сечения, приведенного к фанере.
Приведенный момент сопротивления поперечного сечения клееных элементов
из фанеры с древесиной следует определять по формуле:
w„„ =-^
лр
Уо
(5.39)
где у0 — расстояние от центра тяжести приведенного сечения до нижней грани
обшивки; 1пр — момент инерции сечения, приведенного к фанере:
Е,
+	(5.40)
424
Рис. 5.3. Поперечное сечение клееных плит из древесины и фанеры:
1 - деревянные ребра (продольные); 2 — обшивка
где /ф — момент инерции поперечного сечения фанерных обшивок; /д — момент
инерции поперечного сечения деревянных ребер каркаса; Ед/Еф — отношение мо-
дулей упругости древесины и фанеры.
При определении приведенных моментов инерции и приведенных моментов
сопротивления расчетную ширину фанерных обшивок следует принимать рав-
ной 6рас= 0,9# при I > 6а и £рас= 0,15 I/а Ь, при I < 6а (Ь — полная ширина се-
чения плиты, / — пролет плиты, а — расстояние между продольными ребрами
по осям).
Устойчивость сжатой обшивки плит и панелей следует проверять по фор-
муле:
М
флу\гип
т ф Пр
(5-41)
ф.с ’
где уф = 1250/(а/б)2 при а/д > 50;
Фтм = 1 “ (а/б)2/5000 при а/д > 50
(а — расстояние между ребрами в свету; 5 — толщина фанеры).
Верхнюю обшивку плит дополнительно следует проверять на местный изгиб от
сосредоточенного груза Р = 1 кН (100 кгс) (с коэффициентом перегрузки п = 1,2)
как заделанную в местах приклеивания к ребрам пластинку.
Проверку на скалывание ребер каркаса плит и панелей или обшивки по шву
в месте примыкания ее к ребрам следует производить по формуле:
QS„,
сн ’
(5.42)
пр рас
425
где Q — расчетная поперечная сила; 5пр — статический момент сдвигаемой части
приведенного сечения относительно нейтральной оси; Rcu — расчетное сопротив-
ление скалыванию древесины вдоль волокон или фанеры вдоль волокон наружных
слоев; £рас — расчетная ширина сечения, которую следует принимать равной сум-
марной ширине ребер каркаса.
• Расчет на прочность поясов изгибаемых элементов двутаврового и коробча-
того сечений с фанерными стенками (рис. 5.4) следует производить по формуле
(5.8), принимая VHpac = РИпр, при этом напряжения в растянутом поясе не должны
превышать Рр, а в сжатом — cp.Rc (ср — коэффициент продольного изгиба из плос-
кости изгиба).
Рис. 5.4. Поперечные сечения клееных балок с плоской фанерной стенкой:
а - двутаврового сечения; б - коробчатого сечения
При проверке стенки на срез по нейтральной оси в формуле (5.42) значение
Яск принимается равным R$ ср, а расчетная ширина
^рас 5$ст>
(5.43)
где £6СТ — суммарная толщина стенок.
При проверке скалывания по швам между поясами и стенкой в формуле
(5.33) RCK = Яф ск, а расчетную ширину сечения следует принимать равной:
^рас
(5.44)
426
где hn — высота поясов;
п — число вертикальных швов.
Прочность стенки в опасном сечении на действие главных растягивающих на-
пряжений в изгибаемых элементах двутаврового и коробчатого сечений следует
проверять по формуле:
О	9
I	j с/м (р.р.а
(5.45)
где -Кф.р.а — расчетное сопротивление фанеры растяжению под углом а определя-
емое по рис. 5.17 - 5.19; аст — нормальное напряжение в стенке от изгиба на
уровне внутренней кромки поясов; тст — касательные напряжения в стенке на
уровне внутренней кромки поясов; а — угол, определяемый из зависимости:
tg2a
(5.46)
Устойчивость стенки с продольным по отношению к оси элемента располо-
жением волокон наружных слоев следует проверять на действие касательных
и нормальных напряжений при условии:
^=->50,
3
(5.47)
где Ьст — высота стенки между внутренними гранями полок; 5 — толщина стенки.
Расчет следует производить по формуле:
(100<5 Y
/ \2
100(5
(5.48)
где kn и kT — коэффициенты, определяемые по рис. 5.17 - 5.19; 2?рас — расчетная
высота стенки, которую следует принимать равной hcl при расстоянии между реб-
рами а > hcr и равной а при а < hcr
При поперечном по отношению к оси элемента расположении наружных во-
локон фанерной стенки проверку устойчивости следует производить по формуле
(5.48) на действие только касательных напряжений в тех случаях, когда:
(5-49)
427
5.5.	Расчет элементов деревянных конструкций
по предельным состояниям второй группы
Деформации деревянных конструкций или их отдельных элементов следует
определять с учетом сдвига и податливости соединений. Величину деформаций по-
датливого соединения при полном использовании его несущей способности следу-
ет принимать по табл. 5.15, а при неполном — пропорциональной действующему
на соединение усилию.
Табл. 5.15
Деформации деревянных конструкций
Вид соединения	Деформация соединения, мм
На лобовых врубках и торец в торец			1,5
На нагелях всех видов	2
В примыканиях поперек волокон	3
В клеевых соединениях	1	0	. 	
Прогибы элементов зданий и сооружений не должны превышать величин,
приведенных в табл. 5.16.
Табл. 5.16
Предельные прогибы деревянных конструкций зданий и сооружений
		 Элементы конструкций 1.	Балки междуэтажных перекрытий 2.	Балки чердачных перекрытий 3.	Покрытия (кроме ендов): а)	прогоны, стропильные ноги б)	балки консольные в)	фермы, клееные балки (кроме консольных) г)	плиты д)	обрешетки, настилы	Предельные прогибы в долях пролета, не более 	1/250	 	1/200	 1/200 1/150 1/300 1/250 1/150
4. Несущие элементы ендов	1/400
5. Панели и элементы фахверка	1/250
Примечания:
1. При наличии штукатурки прогиб элементов перекрытий только от длительной временной
нагрузки не должен превышать 1/350 пролета.
2. При наличии строительного подъема предельный прогиб клееных балок допускается увели-
чивать до 1/200 пролета.
Прогиб изгибаемых элементов следует определять по моменту инерции попе-
речного сечения брутто. Для составных сечений момент инерции умножается на
коэффициент k* учитывающий сдвиг податливых соединений, приведенный
в табл. 5.13.
Наибольший прогиб шарнирно-опертых и консольных изгибаемых элементов
постоянного и переменного сечений f следует определять по формуле:
428
(5-50)
где fo — прогиб балки постоянного сечения высотой h без учета деформаций сдви-
га; h — наибольшая высота сечения; / — пролет балки; k — коэффициент, учиты-
вающий влияние переменности высоты сечения, принимаемый равным 1 для балок
постоянного сечения; с — коэффициент, учитывающий влияние деформаций сдви-
га от поперечной силы.
Значения коэффициентов k и с для основных расчетных схем балок приведе-
ны в п. 5.7.8.
Прогиб клееных элементов из фанеры с древесиной следует определять, при-
нимая жесткость сечения равной 0,7 Е1пр. Расчетная ширина обшивок плит и па-
нелей при определении прогиба принимается равной £рас = 0,9b при I > ба
и 6рас =0,15 1/а Ь, при I < ба (Ь — полная ширина сечения плиты, I — пролет
плиты, а — расстояние между продольными ребрами по осям).
Прогиб сжато-изгибаемых шарнирно-опертых симметрично нагруженных эле-
ментов и консольных элементов следует определять по формуле:
N — и
(5.51)
где/ — прогиб, определяемый по формуле (5.50); £ — коэффициент, определяе-
мый по формуле (5.30).
5.6.	Расчет соединений элементов деревянных конструкций
5.6.7.	Общие указания
Действующее на соединение (связь) усилие не должно превышать расчетной
несущей способности соединения (связи) Т.
Расчетную несущую способность соединений, работающих на смятие и ска-
лывание, следует определять по формулам:
а)	из условия смятия древесины:
^Г=^сма7?см>	(5’52)
б)	из условия скалывания древесины:
T = RCCX	(5.53)
где FCM — расчетная площадь смятия; FCK — расчетная площадь скалывания;
Ясма “ расчетное сопротивление древесины смятию под углом к направлению во-
429
локон; ЯСКСР— расчетное среднее по площадке скалывания сопротивление древе-
сины скалыванию вдоль волокон, определяемое по нижеследующим указаниям.
Среднее по площадке скалывания расчетное сопротивление древесины скалы-
ванию следует определять по формуле:
и
т» ср _ -*-vck
^СК	1
1+^-^
е
(5-54)
где Лск — расчетное сопротивление древесины скалыванию вдоль волокон (при
расчете по максимальному напряжению); /ск — расчетная длина плоскости скалы-
вания, принимаемая не более 10 глубин врезки в элемент; е — плечо сил скалыва-
ния, принимаемое равным 0,5/» при расчете элементов с несимметричной врезкой
в соединениях без зазора между элементами (рис. 5.5, а) и 0,25/? при расчете сим-
метрично загруженных элементов с симметричной врезкой (рис. 5.5, б); (/? — пол-
ная высота поперечного сечения элемента); fl — коэффициент, принимаемый рав-
ным 0,25 при расчете соединений, работающих по схеме, показанной на рис. 5.5, г
и fl = 0,125 при расчете соединений, работающих по схеме согласно рис. 5.5, в;
если обеспечено обжатие по плоскостям скалывания.
Отношение /ск /е должно быть не менее 3.
Рис. 5.5. Врезки 6 элементах соединений:
а — несимметричная; б — симметричная; в, г — схемы скалывания в соединениях
5.6.2.	Клеевые соединения
Клеевые соединения следует использовать:
а)	для стыкования отдельных слоев на зубчатом соединении (рис. 5.6, а);
б)	для образования сплошного сечения (пакетов) путем сплачивания слоев
по высоте и ширине сечения. При этом по ширине пакета швы склеиваемых кро-
430
мок в соседних слоях следует сдвигать не менее чем на толщину слоя д по отно-
шению друг к другу (рис. 5.6, б);
в)	для стыкования клееных пакетов, сопрягаемых под углом на зубчатый
шип по всей высоте сечения (рис. 5.6, в).
Величина внутреннего угла между осями сопрягаемых под углом элементов
должна быть не менее 104°.
Применение усового соединения допускается для фанеры вдоль волокон на-
ружных слоев. Длину усового соединения следует принимать не менее 10 толщин
стыкуемых элементов.
Рис. 5.6. Клеевые соединения:
а — при стыковании отдельных слоев по длине зубчатым шипом, выходящим на пласть;
б — при образовании пакетов и сплачивании по пласти и кромке; в — при стыковании
клееных элементов под углом зубчатым шипом
Толщину склеиваемых слоев в элементах, как правило, не следует принимать
более 33 мм. В прямолинейных элементах допускается толщина слоев до 42 мм
при условии устройства в них продольных прорезей.
В клееных элементах из фанеры с древесиной не следует применять доски
шириной более 100 мм при склеивании их с фанерой и более 150 мм в примыкани-
ях элементов под углом от 30 до 45°.
5.6.3.	Соединения на врубках
Узловые соединения элементов из брусьев и круглого леса на лобовых вруб-
ках следует выполнять с одним зубом (рис. 5.7).
431
90
Рис. 5.7. Схема лобовай врубки (с одним зубом)
Рабочая плоскость смятия во врубках при соединении элементов, не ис-
пытывающих поперечного изгиба, должна располагаться перпендикулярно
оси примыкающего сжатого элемента. Если примыкающий элемент помимо
сжатия испытывает поперечный изгиб, рабочую плоскость смятия во врубках
следует располагать перпендикулярно равнодействующей осевой и попереч
ной сил.
Элементы, соединяемые на лобовых врубках, должны быть стянуты бол-
тами.
Рис. 5.8. Нагельные соединения:
а — симметричные; б — несимметричные
432
Длину плоскости скалывания лобовых пру<ич « к \y»t принимать не менее
1,5А, где h — полная высота сечения скалываемой» игмпгм.
Глубину врубки следует принимать ие (н>л»т 1	/» н промежуточных узлах
сквозных конструкций и не более l/j b в uriiiAi.iiu» । лучших, при этом глубина
врубок hi в брусьях должна быть не менее 2 »м, в и врv» мил лесоматериалах — не
менее 3 см.
Расчет на смятие лобовых врубок с одним »v<h»m i лгдуст производить по
плоскости смятия (см. рис. 5.7). Угол смятии дрене» мим н » леду» т принимать рав-
ным углу между направлениями сминающего уимнн и нолокоп сминаемого эле-
мента.
5.6.4	Соединения на цилиндрических //<//< пп
Расчетную несущую способно»*?!. цилипдри н » нон» нагели ни один шов спла-
чивания в соединениях элементов из пи ны и ели (рис. 5,8) при направлении уси-
лий, передаваемых нагелями вдоль волокон и i воэдями под любым углом, следует
определять по табл. 5,17, В необходимых случаях расчетную несущую способ-
ность цилиндрического нагеля, определенную по табл. 5.17, следует устанавли-
вать с учетом следующих после табл. 5.19 указаний.
Табл. 5.17
Предельная гибкость соединений на цилиндрических нагелях
и	-	1 Наименование элементов конструкции	i			Предельная ! гибкость
1. Сжатые пояса, опо	рные раскосы и опорные стойки ферм, колонны менты ферм и других сквозных конструкций		__	120	; ......
2. Прочие сжатые эле			
3. Сжатые элементы связей			200	!
4. Растянутые пояса с 5. Прочие растянутые	зерм в вертикальной плоскости		.150	* ;
	элементы ферм и других сквозных конструкций		200 I
Для опор воздушных линий электропередачи: 6. Основные элементы (стойки, приставки, опорные рас»		1	
		(ОСЫ)	150	!
7. Прочие элементы			1 1 s= L
8. Связи			
i			
Схемы соединений	Напряженное состояние соединения	Расчетная несущ на один шо (условный с гвоздя сталь- ного, алюми- ниевого, стек- лопластиково- го нагеля	ая способность Г 1 9 сплачивания | рез), кН (кге) дубового j • нагеля 1 1 1
	1	3	4	!
1. Симметричные соединения (рис. 5.8,а)	а) смятие в средних элементах	0,5с// (50с//)	j	0,3л/	j I	(30л/)	।
	б) смятие в крайних элементах	0,8с// (80с//)	!	0,5л/	' 1	(50л/)	|
433
1	2	3	4
2. Несимметричные соединения (рис. 5.8,6)	а) смятие во всех элементах равной толщины, а также в более толстых элементах односрезных соединений	0,35c(Z (35с«/)	0,2cd (20cJ)
	б) смятие в более толстых средних элементах двухсрезных соединений при а < 0,5с	0,25с?/ (25cd)	0,14c?/ (14«/) i
	в) смятие в более тонких край- них элементах при а < 0,35с	0,8ad (80ad)	0,5ш/ I (50a?/)
	г) смятие в более тонких эле- ментах односрезных соедине- ний и в крайних элементах при с > а > 0,35с	kHad	knad
3. Симметричные и несимметричные соединения	а) изгиб гвоздя	2,5</2 + 0,01a2 (250a?2 + a2), но не более 4</2 (400<?2)	1 1
	б) изгиб нагеля из стали С38/23	1.8<22 + 0,02a2 (180a?2 + 2a2), но не более 2,5a?2 (250c?2)	i
	в) изгиб нагеля из алюминиевого сплава Д16-Т	1,6c?2 + 0,02a2 (160a?2 + 2a2), но не более 2,2c?2 (220c?2)	—	1
। |	г) изгиб нагеля из стеклоплас- тика АГ-4С	1,45c?2 + 0,02a2 (145c?2 + 2a2), но не более 1,8 c?2 (180c?2)	
1	д) изгиб нагеля из древесносло- истого пластика ДСПБ	0,8c/2 + 0,02a2 (80c?2 + 2a2), но не более (100c?2)	
	е) изгиб дубового нагеля	1	— 1 1 1	0,45a/2 + 0,02a2 (45c?2 + 2a2), но не более 0,65c?2 (65a?2)
Примечания:
1.	В таблице: с — толщина средних элементов, а также равных по толщине или более толстых
элементов односрезных соединений, а — толщина крайних элементов, а также более тон-
ких элементов односрезных соединений; d — диаметр нагеля; все размеры в см.
2.	Расчетную несущую способность нагеля в двухсрезных несимметричных соединениях при
неодинаковой толщине элементов следует определять с учетом следующего:
а)	расчетную несущую способность нагеля из условия смятия в среднем элементе толщиной
с при промежуточных значениях а между си 0,5с следует определять интерполяцией меж-
ду значениями по пп. 2,а и 2,6 таблицы;
434
б)	при толщине крайних элементов а > с расчетную несущую способность нагеля следу-
ет определять из условия смятия в крайних элементах по п. 2,а таблицы с заменой
с на а;
в)	при определении расчетной несущей способности из условий изгиба нагеля толщину край-
него элемента а в п. 3 таблицы следует принимать не более 0,6с.
3.	Значения коэффициентов kH для определения расчетной несущей способности при смятии
в более тонких элементах односрезных соединений при с > а > 0,35с приведены
в табл. 5.18.
4.	Расчетную несущую способность нагеля в рассматриваемом шве следует принимать равной
меньшему из всех значений, полученных по формулам табл. 5.17.
5.	Расчет нагельных соединений на скалывание производить не следует, если выполняются
условия расстановки нагелей в соответствии с рис. 5.10.
6.	Диаметр нагеля d следует назначать из условия наиболее полного использования его несу-
щей способности по изгибу.
7.	Число нагелей ин в симметричном соединении, кроме гвоздевого, следует определять по
формуле:
N
н
(5.55)
где N — расчетное усилие; Т — наименьшая расчетная несущая способность,
найденная по формулам табл. 5.17; пш — число расчетных швов одного на-
геля.
Табл. 5.18
Значения коэффициента kn
для односрезных нагельных соединений
Вид нагеля	|	Значения коэффициента
для односрезных соединений при а/с
	0,35	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1
Гвоздь, стальной, алюминиевый и стеклопластиковый нагель	0.8	0.58	0.48	0.43	0.39	0.37	0.35
	80	58	48	43	39	37	35
Дубовый нагель	0,5	0.5	0.44	0.38	0.32	0.26	0.2
		50 		50	44	38	32	26	20
Примечание: в знаменателе указаны значения kH для Т в кгс.
Расчетную несущую способность цилиндрических нагелей при направлении
передаваемого нагелем усилия под углом к волокнам следует определять с умно-
жением:
а)	на коэффициент ka (табл. 5.19) при расчете на смятие древесины в нагель-
ном гнезде;
б)	на величину при расчете нагеля на изгиб; угол а следует принимать
равным большему из углов смятия нагелем элементов, прилегающих к рассматри-
ваемому шву.
435
Табл. 5.19
Коэффициент ka для расчета на смятие древесины в нагельном гнезде
Угол, град	Коэффициент ka				
	для стальных, алюминиевых и диамет		стеклопластиковых нагелей )ОМ, мм		для дубовых нагелей
	12	16	20	24	
30	0,95	0,9	0,9		о/)	1
60	0,75	0,7	0,65	0,6	0,8
90	0,7	0,65	0,55	0,5	0,7
Примечания:
1. Значение ka для промежуточных углов определяется интерполяцией.
2, При расчете односрезных соединений для более толстых элементов, работающих на смятие
под углом, значение ka следует умножать на дополнительный коэффициент 0,9 при cfa< 1,5
и на 0,75 при с/а > 1,5.
Расчетную несущую способность нагелей в соединениях элементов конструкций из древе-
сины других пород, в различных условиях эксплуатации, в условиях повышенной темпера-
туры, при действии только постоянных и длительных временных нагрузок следует опреде-
лять согласно вышеследующих указанием с умножением:
а) на соответствующий коэффициент по табл. 5.4, 5.5, 5.6 при расчете нагельного соединения
из условия смятия древесины в нагельном гнезде;
б) на корень квадратный из этого коэффициента при расчете нагельного соединения из усло-
вия изгиба нагеля.
Нагельное соединение со стальными накладками и прокладками на болтах
или глухих цилиндрических нагелях (рис. 5.9) допускается применять в тех случа-
ях, когда обеспечена необходимая плотность постановки нагелей.
Глухие стальные цилиндрические нагели должны иметь заглубление в древе-
сину не менее 5 диаметров нагеля.
Стальные накладки и прокладки следует проверять на растяжение по ослаб-
ленному сечению и на смятие под нагелем.
Несущую способность соединения на цилиндрических нагелях из одного ма-
териала, но разных диаметров следует определять как сумму несущих способнос-
тей всех нагелей, за исключением растянутых стыков, для которых вводится сни-
жающий коэффициент 0,9.
Расстояние между осями цилиндрических нагелей вдоль волокон древесины
5], поперек волокон У2 и от кромки элемента 53 (рис. 5.10) следует принимать не
менее:
для стальных нагелей = ld\ = 3,5d; S3= 3d;
для алюминиевыхи стеклопластиковых нагелей 5j= 6d; 52 = 3,5d; $з = 3d;
для дубовых нагелей 5d; 52= 3d; 53 = 2,5d.
При толщине пакета b меньше 10d (см. рис. 5.10) допускается принимать:
для стальных, алюминиевых и стеклопластиковых нагелей У] = 6d; 52 = 3d;
53=2,5d;
для дубовых нагелей 4d; 52 = 53= 2,5d.
Нагели в растянутых стыках следует располагать в два или четыре продоль-
ных ряда; в конструкциях из круглых лесоматериалов допускается шахматное
436
расположение нагелей в два ряда с расстоянием между ос им и нагелей вдоль воло-
кон 25], а поперек волокон 52= 2,5d.
Рис. 5.9. Нагельные соединения со стальными накладками:
а — на болтах; б — на глухих цилиндрических нагелях
Рис. 5.10. Расстановка нагелей:
а — прямая; б — в шахматном порядке
При определении расчетной длины защемления конца гвоздя не следует учи-
тывать заостренную часть гвоздя длиной 1,5J; кроме того, из длины гвоздя следу-
ет вычитать по 2 мм на каждый шов между соединяемыми элементами.
437
Если расчетная длина защемления конца гвоздя получается меньше 4d, его
работу в примыкающем к нему шве учитывать не следует.
При свободном выходе гвоздя из пакета расчетную толщину последнего эле-
мента следует уменьшать на 1,54/ (рис. 5.11).
Рис. 5.11. Определение расчетной длины защемления конца гвоздя
Диаметр гвоздей следует принимать не более 3,25 толщины пробиваемых эле-
ментов.
Расстояние между осями гвоздей вдоль волокон древесины следует прини-
мать не менее:
5]	= 15 d при толщине пробиваемого элемента с > КМ;
= 23d при толщине пробиваемого элемента с =4d.
Для промежуточных значений толщины с наименьшее расстояние следует оп-
ределять по интерполяции.
Для элементов, не пробиваемых гвоздями насквозь, независимо от их толщи-
ны, расстояние между осями гвоздей следует принимать равным > 15J.
Расстояние вдоль волокон древесины от гвоздя до торца элемента во всех
случаях следует принимать не менее = 15J.
Расстояние между осями гвоздей поперек волокон древесины при прямой
расстановке гвоздей следует принимать не менее = 4d\ при шахматной расста-
новке или расстановке их косыми рядами под углом а < 45° (рис. 5.12) расстоя-
ние может быть уменьшено до 3d.
Расстояние от крайнего ряда гвоздей до продольной кромки элемента сле-
дует принимать не менее 4d.
438
Расстояние между гвоздями вдоль волокон древесины з элементах из
осины, ольхи и тополя следует увеличивать на 50 % по сравнению с указанны-
ми выше.
Применение шурупов и 1'лухарей в качестве нагелей, работающих на сдвиг,
допускается в односрезных соединениях со стальными накладками и накладка-
ми из бакелизированной фанеры. Расстояния между осями шурупов следует
принимать по вышеследующим указаниям, как для стальных цилиндрических
нагелей.
Несущую способность шурупов и глухарей при заглублении их не нарезной,
части в древесину не менее чем на два диаметра следует определять по правилам
для стальных цилиндрических нагелей.
5.6.5.	Соединения на гвоздях и шурупах, работающих
на выдергивание
Сопротивление гвоздей выдергиванию допускается учитывать во второстепен-
ных элементах (настилы, подшивка потолков и т. д.) или в конструкциях, где выдер-
гивание гвоздей сопровождается одновременной работой их как нагелей.
Не допускается учитывать работу на выдергивание гвоздей, забитых в зара-
нее просверленные отверстия, забитых в торец (вдоль волокон), а также при ди-
намических воздействиях на конструкцию.
Расчетную несущую способность на выдергивание одного гвоздя в МН (кгс),
забитого в древесину поперек волокон, следует определять по формуле:
T,.^Rv^dlx,	(5.56)
где R3 г — расчетное сопротивление выдергиванию на единицу поверхности сопри-
касания гвоздя с древесиной, которое следует принимать для воздушно-сухой
древесины равным 0,3 МПа (3 кгс/см2), а для сырой, высыхающей в конструк-
ции, — 0,1 МПа (1 кгс/см2); d — диаметр гвоздя, м (см); — расчетная длина за-
щемленной, сопротивляющейся выдергиванию части гвоздя, м (см).
В условиях повышенной влажности или температуры, а также при расчете
на действие кратковременной или постоянной и длительной временной нагру-
зок расчетное сопротивление выдергиванию для воздушно-сухой древесины
следует умножать на коэффициенты, приведенные в табл. 5.5 и 5.6 настоящих
норм.
При диаметре гвоздей более 5 мм в расчет вводят диаметр, равный 5 мм.
Длина защемленной части гвоздя должна быть не менее двух толщин проби-
ваемого деревянного элемента и не менее 10tZ.
Расстановку гвоздей, работающих на выдергивание, следует производить по
правилам расстановки гвоздей, работающих на сдвиг.
Расчетную несущую способность на выдергивание одного шурупа или глуха-
ря в МН (кгс), завинченного в древесину поперек волокон, следует определять по
формуле:
439
Tt>.n =	(5.57)
где RB ш — расчетное сопротивление выдергиванию шурупа или глухаря на едини-
цу поверхности соприкасания нарезной части шурупа с древесиной, которое сле-
дует принимать для воздушно-сухой древесины равным 1 МПа (10 кгс/см2); рас-
четное сопротивление выдергиванию следует умножать в соответствующих случа-
ях на коэффициенты, приведенные в табл. 5.5 и 5.6 настоящих норм; d —
наружный диаметр нарезной части шурупа, м (см); Zj — длина нарезной части шу-
рупа, сопротивляющаяся выдергиванию, м (см).
Расстояние между осями винтов должно быть не менее: 5] = 10tZ; 52 =	= ^d
(см. рис. 5.10).
5.6.6.	Соединения на пластинчатых нагелях
Применение дубовых или березовых пластинчатых нагелей (пластинок) допу-
скается для сплачивания брусьев в составных элементах со строительным подъе-
мом, работающих на изгиб и на сжатие с изгибом. Размеры пластинок и гнезд для
них, а также расстановку их в сплачиваемых элементах следует принимать по
рис. 5.13. Направление волокон в пластинках должно быть перпендикулярно пло-
скости сплачивания элементов.
Рис. 5.13. Соединение на пластинчатых нагелях:
а — со сквозными пластинками; б — с глухими пластинками
Сплачивание по высоте сечения более трех элементов, а также применение
элементов, срощенных по длине, не допускается.
Расчетную несущую способность, кН (кгс), дубового или березового плас-
тинчатого нагеля размерами по рис. 5.13 в соединениях элементов из сосны и ели
следует определять по формуле:
Т = 0,75^ (Т = 75*пл),
(5.58),
где 6^ — ширина пластинчатого нагеля, см, которую следует принимать равной шири-
не сплачиваемых элементов = b при сквозных пластинках и = 0,5/> при глухих.
440
В случаях применения для сплачивания элементов из других древесных пород сле-
дует вводить поправочный коэффициент по табл. 5.4 (для скалывающих напряжений).
Для конструкций в условиях повышенной влажности или температуры, рас-
считываемых на действие кратковременных или постоянной и длительной времен-
ной нагрузок, расчетную несущую способность пластинчатого нагеля следует ум-
ножать на поправочные коэффициенты.
5.6.7.	Соединения на вклеенных стальных стержнях, работающих
на выдергивание или продавливание
Применение соединений на вклеенных стальных стержнях из арматуры перио-
дического профиля класса А-П и выше, диаметром от 12 до 25 мм, работающих на
выдергивание и продавливание, допускается в условиях эксплуатации Al, А2, Б1
и Б2 при температуре окружающего воздуха, не превышающей 35 °C.
Не допускается применение вклеенных стержней в открытых соединениях,
металл которых может подвергаться прямому воздействию огня при пожаре.
Вклеивание предварительно очищенных и обезжиренных стержней следует осу-
ществлять составами на основе эпоксидных смол в просверливаемые отверстия или
в профрезерованные пазы (рис. 5.14). Диаметры отверстий или размеры пазов долж-
ны приниматься более номинальных диаметров вклеиваемых стержней на 5 мм.
Рис. 5.Н. Соединения на стержнях из арматуры периодического профиля, вклеенных:
а — в цилиндрические отверстия; б — в профрезерованные пазы
Расчетную несущую способность, МН (кгс), вклеиваемого стержня на выдергива-
ние или продавливание вдоль и поперек волокон в растянутых и сжатых стыках эле-
ментов деревянных конструкций из сосны и ели следует определять по формуле:
Т = Ясктф/ + 0,005]/^; (Т = Яскя[</ + 0,5]	(5.59)
где d — номинальный диаметр вклеиваемого стержня, м (см);
/ — длина заделываемой части стержня, м (см), которую следует принимать по
расчету, но не менее 1(М и не более 30J;
441
kc — коэффициент, учитывающий неравномерность распределения напряжений
сдвига в зависимости от длины заделываемой части стержня, который следует оп-
ределять по формуле:
кс = 1,2-0,02 e/d,	(5.60)
/?ск — расчетное сопротивление древесины скалыванию, МПа (кгс/см2), определя-
емое по п. 5,г табл. 5.3.
Расстояние между осями вклеенных стержней, работающих на выдергивание
при продавливании вдоль волокон, следует принимать не менее S? = 3J, а до на-
ружных граней — не менее - 2d.
5.7.	Указания по проектированию деревянных конструкций
5.7.1.	Общие указания
Действие сил трения при расчете деревянных конструкций следует учитывать:
а) если равновесие системы обеспечивается только трением при условии постоянного
прижатий элемента и отсутствии динамической нагрузки; при этом коэффициент
трения дерева по дерену следует принимать равным: торца по боковой поверхнос-
ти — 0,3; боковых поверхностей — 0,2; если трение ухудшает условия работы конст-
рукций и соединений, то коэффициент трения следует принимать равным 0,6.
В растянутых и изгибаемых элементах из пиломатериалов не следует допус-
кать ослаблений на кромках.
Расчет элементов из круглых лесоматериалов на устойчивость следует произ-
водить по сечению, расположенному в середине расчетной длины элемента, а на
прочность — по сечению с максимальным изгибающим моментом.
Напряжения и деформации в деревянных конструкциях от изменения темпе-
ратуры древесины, а также от усушки или разбухания древесины вдоль волокон
учитывать не следует.
При пролетах деревянных безраспорных конструкций более 30 м одна из
опор должна быть подвижной.
Пространственную жесткость и устойчивость деревянных конструкций сле-
дует обеспечивать постановкой горизонтальных и вертикальных связей.
Поперечные связи следует располагать в плоскости верхнего пояса или по
верху несущих конструкций.
В качестве поясов связевых ферм следует использовать верхние пояса или
все сечение несущих конструкций.
Размер опорной части плит покрытий должен быть не менее 5,5 см. Плиты
покрытий следует прикреплять к несущей конструкции с каждой стороны соеди-
нениями, воспринимающими усилия сдвига и отрыва.
Стыки деревянных растянутых элементов следует осуществлять совмещенны-
ми в одном сечении, перекрывая их накладками на стальных цилиндрических на-
гелях или иных соединениях.
Конструкция стыков , растянутых элементов должна обеспечивать осевую пе-
редачу растягивающего усилия.
442
Не следует применять узлы и стыки с соединениями на связях с различной
податливости, а также стыки, в которых часть деревянных элементов соединена
непосредственно, а часть — через промежуточные элементы и соединения.
Элементы деревянных конструкций следует центрировать в узлах, стыках
и на опорах, за исключением случаев, когда эксцентричное соединение элементов
уменьшает действующий в расчетном сечении изгибающий момент.
Элементы конструкций должны быть стянуты болтами в узлах и стыках,
а составные элементы на податливых соединениях должны быть стянуты и между
узлами.
В соединениях на цилиндрических нагелях должно быть поставлено не менее
трех стяжных болтов с каждой стороны стыка.
Диаметр стяжных болтов d$ следует принимать по расчету, но не менее 12 мм.
Шайбы стяжных болтов должны иметь размер сторон или диаметр не менее 3,5^б
и толщину не менее 0,25^.
Площадь поперечного сечения нетто деревянных элементов сквозных несу-
щих конструкций должна быть не менее 50 см2, а также не менее 0,5 полной пло-
щади сечения брутто при симметричном ослаблении.
5.7.2.	Балки, прогоны, настилы
Балки, прогоны, настилы, обрешетки и другие изгибаемые элементы следует
рассчитывать на прочность и прогиб. Значения максимальных прогибов должны
быть не выше указанных в табл. 5.16.
Настилы и обрешетки под кровлю следует рассчитывать на следующие соче-
тания нагрузок:
а)	постоянная и временная от снега (расчет на прочность и прогиб);
б)	постоянная и временная от сосредоточенного груза 1 кН (100 кгс) с умно-
жением последнего на коэффициент перегрузки п = 1,2 (расчет только на проч-
ность).
При сплошном настиле или при разреженном настиле с расстоянием между
осями досок или брусков не более 150 мм нагрузку от сосредоточенного груза сле-
дует передавать на две доски или бруска, а при расстоянии более 150 мм — на одну
доску или брусок. При двойном настиле (рабочем и защитном, направленном под
углом к рабочему) сосредоточенный груз следует распределять на ширину 500 мм
рабочего настила.
Подрезка на опоре в растянутой зоне изгибаемых элементов из цельной дре-
весины глубиной а < 0,25# допускается при условии:
A/(bb) < 0,4 МПа = 4 кгс/см2,	(5.61)
где А — опорная реакция от расчетной нагрузки; b и b — ширина и высота попе-
речного сечения элемента без подрезки.
Длина опорной площадки подрезки с должна быть не больше высоты сечения Ь,
а длина скошенной подрезки q — не менее двух глубин а (рис. 5.15).
В консольно-балочных прогонах шарниры следует осуществлять в виде косо-
го прируба.
Передачу сосредоточенных нагрузок на несущие элементы конструкций сле-
дует осуществлять через их верхние грани.
443
Рис. 5.15. Схема скошенной подрезки конца балки
5.7.3.	Составные балки
Составным балкам на податливых связях следует придавать строительный подъ-
ем путем выгиба элементов до постановки связей. Величину строительного подъема
(без учета последующего распрямления балки) следует принимать увеличенной в пол-
тора раза по сравнению с прогибом составной балки под расчетной нагрузкой.
Брусчатые составные балки следует сплачивать не более чем из трех брусьев
с помощью пластинчатых нагелей.
5.7.4.	Балки клееные
Клееным балкам с шарнирным опиранием следует придавать строительный
подъем, равный У200 пролета. В клееных изгибаемых и сжато-изгибаемых элемен-
тах допускается сочетать древесину двух сортов, используя в крайних зонах на
0,15 высоты поперечного сечения более высокий сорт, по которому назначаются
расчетные сопротивления (Ли, Лс).
Пояса клееных балок с плоской фанерной стенкой следует выполнять из вер-
тикально поставленных слоев (досок). В поясах балок коробчатого сечения допус-
кается применять горизонтальное расположение слоев. Если высота поясов пре-
вышает 100 мм, в них следует предусматривать горизонтальные пропилы со сто-
роны стенок.
Для стенок балок должна применяться водостойкая фанера толщиной не ме-
нее 8 мм.
5.7.5.	Фермы
Расчет ферм с разрезными и неразрезными поясами следует производить по
деформированной схеме с учетом податливости узловых соединений. В фермах
с неразрезными поясами осевые усилия в элементах и перемещения допускается
определять в предположении шарнирных узлов.
Фермы следует проектировать со строительным подъемом не менее У200 про-
лета, осуществляемым в клееных конструкциях путем выгиба по верхнему и ниж-
нему поясам.
Расчетную длину сжатых элементов ферм при расчете их на устойчивость
в плоскости фермы следует принимать равной расстоянию между центрами узлов,
а из плоскости — между точками закрепления их из плоскости.
444
Элементы решетки ферм следует центрировать в узлах. В случае нецентриро-
ванных узлов ферм следует учитывать возникающие в элементах изгибающие мо-
менты. Стыки сжатых поясов ферм следует располагать в узлах или вблизи узлов,
закрепленных от выхода из плоскости ферм.
5.7.6.	Арки и своды
Арки и своды следует рассчитывать на прочность в соответствии с указания-
ми п. 4.17, причем расчетную длину элементов /0 следует принимать: при расчете
на прочность по деформированной схеме:
для двухшарнирных арок и сводов при симметричной нагрузке /0 = 0,355;
для трехшарнирных арок и сводов при симметричной нагрузке /0 = 0,585;
для двухшарнирных и трехшарнирных арок и сводов при кососимметричной на-
грузке — по формуле

(5.62)
где а — центральный угол полуарки, рад; 5 — полная длина дуги арки или свода.
Для трехшарнирных стрельчатых арок с углом перелома в ключе более 10°
при всех видах нагрузки /0= 0,55.
При расчете трехшарнирных арок на несимметричную нагрузку расчетную
длину допускается принимать равной /0= 0,585;
б)	при расчете на устойчивость в плоскости кривизны для двухшарнирных
и трехшарнирных арок и сводов /0 = 0,585.
При расчете арок на прочность по деформированной схеме и на устойчивость
плоской формы деформирования величины N и Мд следует принимать в сечении с мак-
симальным моментом (для проверяемого случая нагружения), а коэффициенты § или
и £к следует определять по формуле (5.30) с подстановкой в нее значения сжимаю-
щей силы No в ключевом сечении арки; расчет арок на устойчивость в плоскости кри-
визны следует производить по формуле 5.6 на ту же сжимающую силу No.
5.7.7.	Рамы
Расчет на прочность элементов трехшарнирных рам в их плоскостей допуска-
ется выполнять по правилам расчета сжато-изгибаемых элементов с расчетной
длиной, равной длине полурамы по осевой линии.
Устойчивость плоской формы деформирования трехшарнирных рам, закреп-
ленных по внешнему контуру, допускается проверять по формулам (5.33)—(5.36).
При этом для рам из прямолинейных элементов, если угол между осями ригеля
и стойки более 130°, и для гнуто-клееных рам расчетную длину элемента следует
принимать равной длине осевой линии полурамы. При угле между стойкой и риге-
лем меньше 130° расчетную длину ригеля и стойки следует принимать равной дли-
нам их внешних подкрепленных кромок.
Криволинейные участки гнуто-клееных рам (см. рис. 5.16) при отношении
b/r > У7 (Ь — высота сечения, г — радиус кривизны центральной оси криволи-
нейного участка) следует рассчитывать на прочность по формуле (5.28), в которой
445
при проверке напряжений по внутренней кромке расчетный момент сопротивле-
ния следует умножать на коэффициент kn;
l-0,5h/r
1-0,17h / г ’
(5.63)
а при проверке напряжений по наружной кромке — на коэффициент k^:
Рис. 5.16. Расчетная схема к определению напряжений в криволинейной части
гнуто-клееных рам
l + 0,5h/r
l + 0,17h/r
(5.64)
Расстояние z от центральной оси поперечного сечения до нейтральной оси
следует определять по формуле:
h2 .
12г
(5.65)
5.7.8.	Прочие нормативные требования
Конструктивные меры и защитная обработка древесины должны обеспечи-
вать сохранность деревянных конструкций при транспортировании, хранении
и монтаже, а также долговечность их в процессе эксплуатации.
Конструктивные меры должны предусматривать:
а)	предохранение древесины конструкций от непосредственного увлажнения
атмосферными осадками, грунтовыми и талыми водами (за исключением опор воз-
душных линий электропередачи), производственными водами и др.;
446
б)	предохранение древесины конструкций от промерзания, капиллярного
и конденсационного увлажнения;
в)	систематическую просушку древесины конструкций путем создания осу-
шающего температурно-влажностного режима (естественная и принудительная
вентиляция помещения, устройство в конструкциях и частях зданий осушающих
продухов, аэраторов).
Деревянные конструкции должны быть открытыми, хорошо проветриваемы-
ми, по возможности доступными во всех частях для осмотра, профилактического
ремонта, возобновления защитной обработки древесины и др.
В отапливаемых зданиях несущие конструкции следует располагать без пере-
сечения их . ограждающими конструкциями.
Не допускается глухая заделка частей деревянных конструкций в каменные
стены.
Несущие клееные деревянные конструкции, эксплуатируемые на открытом
воздухе, должны иметь сплошное сечение; верхние горизонтальные и наклонные
грани этих конструкций следует защищать антисептированными досками, козырь-
ками из оцинкованного кровельного железа, алюминия, стеклопластика или дру-
гого атмосферостойкого материала.
Опирание несущих деревянных конструкций на фундаменты, каменные сте-
ны, стальные и железобетонные колонны и другие элементы конструкций из бо-
лее теплопроводных материалов (при непосредственном их контакте) следует осу-
ществлять через гидроизоляционные прокладки.
Деревянные подкладки (подушки), на которые устанавливаются опорные час-
ти несущих конструкций, следует изготовлять из антисептированной древесины
преимущественно лиственных пород.
Металлические накладки в соединениях конструкций, эксплуатируемых в ус-
ловиях, где возможно выпадение конденсата, должны отделяться от древесины
гидроизоляционным слоем.
Покрытия с деревянными несущими и ограждающими конструкциями следу-
ет проектировать, как правило, с наружным отводом воды.
В ограждающих конструкциях отапливаемых зданий и сооружений должно
быть исключено влагонакапливание в процессе эксплуатации. В панелях стен
и плитах покрытий следует предусматривать вентиляционные продухи, сообщаю-
щиеся с наружным воздухом, а в случаях, предусмотренных теплотехническим
расчетом, использовать пароизоляционный слой.
Рулонные и пленочные материалы, используемые в качестве пароизоляции
в плитах и панелях стен, у которых обшивки соединены гвоздями или шурупами
с деревянными или с клееным каркасом из фанеры или древесины, должны уклады-
ваться сплошным непрерывным слоем между каркасом и обшивкой.
В ограждающих конструкциях с соединением обшивок с каркасом на клею
следует применять окрасочную или обмазочную пароизоляцию. Швы между па-
нелями и плитами должны быть утеплены и уплотнены герметизирующими мате-
риалами.
К древесине для деревянных конструкций кроме требований ГОСТ 8486-66*
на пиломатериалы хвойных пород и ГОСТ 9463-72* на круглые лесоматериалы
должны предъявляться дополнительные требования:
а)	ширина годичных слоев в древесине должна быть не более 5 мм, а содер-
жание в них поздней древесины — не менее 20 %;
447
б)	в заготовках из пиломатериалов 1-го и 2-го сорта для крайней растянутой
зоны (на 0,15 высоты сечения) клееных изгибаемых элементов и в досках 1—3-го
сорта толщиной 60 мм и менее, работающих на ребро при изгибе иЛи на растяже-
ние, не допускается сердцевина.
5.8.	Сортамент и физические свойства
деревянных материалов
5.8.1.	Нормативные и временные сопротивления древесины
сосны и ели
Нормативные сопротивления Ян и (с обеспеченностью 0,95) и средние
значения временных сопротивлений ЯВР и ЯЧВР соответственно сортной древесины
пиломатериалов и чистой древесины сосны и ели, приведенные к влажности 12 %,
даны для основных видов напряженного состояния ниже, в табл. 5.20.
Табл. 5.20
Нормативные и временные сопротивления древесины сосны и ели
Вид напряженного состояния	PH —, МПа (кгс/см2), древесины сорта			рн тЪМП^и'^См2>’ чистой древесины
	1	- '	2 J	L 3 -|	
1. Изгиб:		1		
а) при нагружении кромки	26 /260)	! 24 /240)	16 /160)	—
	36 )230/	i 33 (330/	22 (220/	
б) при нагружении пласти	30 /300'	27 270)	20 200)	57 /5/0)
	42 (420 j	1 37,5(375)	28 1280/	80\80Q
2. Сжатие вдоль волокон	25 /250)	! 23 /230)	15 150	33 /330)
	зз 1ззо|	1 31 |зю	20 (200/ *	44\44Q|
3, Растяжение вдоль волокон	20 2001	1 — f—	-	60 /600 )
	34 \340	25 1250/		lOOjlOOO/
4. Скалывание вдоль волокон	3.6 /360	) ‘ 3.2 /32)	3.2 /32)	4,5 /45)
	6 (60	1 i 5 \50/	5 150/	7 1.71)1
Примечания:
1.	Размеры поперечных сечении испытываемых образцов пиломатериалов принимаются в со-
ответствии с их толщиной по сортименту.
2.	Временные сопротивления следует определять: для пиломатериалов и заготовок из них
цельных и стыкованных на зубчатое соединение — по испытаниям согласно ГОСТ 15613.4-78;
ГОСТ 21554.2-76; ГОСТ 21554.4-78; ГОСТ 21554.5-78*; ГОСТ 21554.6-78*; для чистой древе-
сины — по испытаниям малых образцов в соответствии с требованиями ГОСТ 4.208-79.
При выборочных контрольных испытаниях следует руководствоваться ГОСТ 18321-73
и ГОСТ 20736-75.
3.	Прочность древесины брусьев и круглых лесоматериалов допускается оценивать визуально
по сортообразующим признакам и дополнительным требованиям.
448
4.	Прочность заготовок из пиломатериалов, срощенных по длине на зубчатый шип, при испы-
таниях на изгиб и нагружении по пласти должна быть не ниже значений, указанных в п.
1,6 для 1 сорта.
5X2. Плотность древесины и фанеры
Плотность древесины и фанеры
Табл. 5.21
Породы древесины	Плотность древесины, кг/м3, в конструкциях для условий эксплуатации по табл. 5.1	
	А1, А2, Б1, Б2	всех остальных
Хвойные:		
лиственница	650	800
сосна, ель, кедр, пихта	500	600
Твердые лиственные: дуб, береза, бук, ясень, клен, граб, акация, вяз и ильм	700	800
Мягкие лиственные: осина, тополь, ольха, липа	500	600
Примечания:
1.	Плотность свежесрубленной древесины хвойных и мягких лиственных пород следует при-
нимать равной 850 кг/м3, твердых лиственных пород — 1000 кг/м3.
2.	Плотность клееной древесины следует принимать как неклееной.
3.	Плотность обычной фанеры следует принимать равной плотности древесины шпонов, а ба-
келизированной — 1000 кг/м3.
5.8.3. Данные для расчета сжатых, изгибаемых и сжато-изгибаемых
элементов
Табл. 5.22
Значения коэффициентов k*N для расчета сжатых и сжато-изгибаемых элементов
с переменной высотой и постоянной шириной сечения
Условия опирания элементов	пРи проверке	
	Элементов прямоугольного сечения 	 	и r|||L 11			 il  j;  В плоскости yz В плоскости XZ	Элементов двутаврового и коробчатого сечений с постоянной высотой поясов Wd-*-	 ..		- 		_ ’* • 1 ,  У В плоскости yz В плоскости XZ
J==--- 		(0,4 + 0,6 р) р 0,4 + 0,6 Р	р	1
7-4 । Тт .д' । ШИ Il и | И '•: 1 	0,07 + 0,93 р 0,66 + 0,34 р	0,35 4- 0,65b	/
15- Полный справочник проектировщик.i
449
Табл. 5.23
Значения коэффициентов и
для расчетов на устойчивость
плоской формы деформирования
Форма эпюры моментов						
			При закреп- лении только по концам участка /р	При закреп- лении по кон- цам и растяну- той от момен- та М кромке	.. •ттА <	IJ к-*-		*	Л ъ 	ъ ..
1	l(illllllllllllllll! t Ж	Iм	1	1	/?1/2	Д1/2
«4ШПШ111|||||у|П *	¥	4		S	1,75 - 0,75</ 0< d< 1	3/(2+<0; 0< d< 1	д>/(3-<0	pi/2
			2 - (0,5 + «О2 - 1 < d < 0	3/(2 + <2) -2 < d< 0	pVd-d)	рЧ2
	^ицумТ		1,35 + 1,45 {c/tf	1,35 + 0,3 (с/1р)	pV(2+2</lp)	pV(2-2c/lp)
		-1“	1,13	1,13	рУ/2	p2/S
			2,45	2,32		pl/2
Табл. 5.24
Значения коэффициентов k и с для вычисления прогибов балок
с учетом переменной сечения и деформаций сдвига
То же
То же
То же
। Поперечное
сечение балки
________1
Прямоугольное
Расчетная схема	k	c .	. J
2	3	L	4
’*j		p	0
wi	J П,		
>	МУ		
		
*1	.		 ~ 1 	0,23 + 0,77/8 0,5d+ (1 — 0,5cf)/8	16,4 + 7,6Д [45 - 24x2(1 - /5) + 3/1] x x 1/(3 - 4d2)
	0,15 + 0,85/3	15,4+3,8/8
450
1	2	3		4	
Двутавровое	|>-1	*1	0,4 4- 0,6/8	(45 J - 6,9Д)у
Прямоугольное	—р	0,23 + 0,77/3 + + 0,6d(l - Д)	[8,2+ 2,4(1-ДМ + 3,86 x X (1/(2 + »)(I - и))
То же	ср л г г L	«	0,35 + 0,65 р	5,4+2,6 Д
Примечание: у — отношение площади поясов к площади стенки двутавровой балки (высота
стенки принимается между центрами тяжести поясов
5.8.4. Графики для расчета фанерных стенок балок
и плит
Рис. 5.17. Расчетные сопротивления при растяжений под углом к волокнам наружных
слоев березовой фанеры марки ФСФ:
а — семислойной; б — пятислойной
451
40
ки МПа
Рис. 5.18. Коэффициент ku при расположении волокон в наружных слоях фанеры вдоль
пролета:
1 — для бакелизированной фанеры марок ФБС и ФБСВ толщиной 7 мм и более;
2 — для березовой фанеры марки ФСБ толщиной 8 мм и более. Обозначение у = a/hcm
(а — расстояние между ребрами жесткости балки; hcm — высота стенки между
внутренними гранями полок)
Рис. 5.19. Коэффициент k*.
1 — А — для бакелизированной фанеры марок ФБС и ФБСВ толщиной 7 мм и более
при направлении волокон наружных слоев параллельно малой стороне панели;
1 — Б — для бакелизированной фанеры марок ФБС и ФБСВ толщиной 7 мм и более
при направлении волокон наружных слоев перпендикулярно малой стороне панели;
2 — А — Б — то же, для березовой фанеры марки ФСФ толщиной 8 мм и более
452
Приложение.
Справочные сведения из математики
Основные тригонометрические формулы
Сумма и разность углов
sin(a ± Р) = sinacosp + cosasinp.
cos(a ± р) = cosacosp + sinasinp.
tg(a ± ₽) = (tga ± tgP)/(l ± tgatgP),
ctg(a ± p) = (ctgactgP +l)/(ctg₽ + ctga).
Формулы двойных, тройных и половинных углов
sin2a = 2sinacosa,
cos2a = cos2a - sin2a = 1 - 2sin2a = 2cos2a - 1.
tg2a = 2tga/(l - tgfo), ctg2a = (ctg2a - l)/2ctga.
sin3a = 3sina - 4sin3a, cos3a = 4cos3a - 3cosa.
tg3a = (3tga - tg3a)/(l - 3tg2a),
ctg3a = (ctg3a - 3ctga)/(3ctg2a - 1).
sin2(a/2) = (1 — cosa)/2, cos2(a/2) = (14- cosa)/2.
tg(a/2) = sina/(l + cosa) = (1 - cosa)/sina,
ctg(a/2) = sina/(l - cosa) = (1 + cosa)/sina.
Формулы универсальной тригонометрической подстановки tg(a/2)
sina = 2tg(a/2)/(l 4- tg2(a/2)),
cosa = (1 - tg2(a/2))/(l 4- tg2(a/2)),
tga = 2tg(a/2)/(l - tg2(a/2)),
ctga = (1 - tg2(a/2))/ 2tg(a/2).
Преобразование суммы в произведение
sina 4- sinp = 2sin((a 4- p)/2) cos((a - p)/2),
sina - sinp = 2cos((a 4- p)/2) sin((a - p)/2).
cosa 4- cosp = 2cos((a 4- P)/2) cos((a - p)/2),
cosa - cosp = - 2sin((a 4- p)/2) sin ((a - p)/2).
tga ± tgp = sin(a + p)/cosacosp, ctga + ctgp = sin (p + a)/sinasinp.
tga + ctgp = cos(a - p)/cosasinp, tga - ctgP = - cos (a 4- p)/cosasinp.
Преобразование произведения в сумму
sinasinp =1/2 ([cos(a - p) - cos(a 4- p)]),
cosacosp =1/2 ([cos(a - p) + cos(a 4- p)]),
sinacosp =1/2 ([sin(a - p) 4- sin(a 4- p)]).
453
Тригонометрические функции основных углов
	sin	cos	tg	Ctg
0°	0	1	0	00
15° (я/12)	(/3 - 1J/2VT	(/3 + 1)/2/2	2-/3	2 +/3
30° (я/6)	1/2	/3/2	1//Т	/3
45° (я/4)	1//Т	1//2	1	1
60° (л/3)	/3/2	1/2	/3	1//Т
75° (5л/12)	(VT+ 1)/2/Г	(/3 - 1)/2/2	2 + /Т	2-/3
90° (л/2)	1	0	00	0
180° (я)	0	-1	0	00
270° (Зл/2)	-1	0	ОС	0
Расчет площади плоских фигур
Площадь треугольников
Площадь треугольника
S =^-a*h, где а — сторона треугольника, h — высота, проведенная к этой
стороне.
S b* siny, где а, b — строны треугольника, у — величина угла между
ними.
S = у/р(р — а){р - Ь)(р - с) (формула Герона), где а, Ь, с — стороны треуголь-
ника, р = (а + b 4- с)/2 — полупериметр треугольника.
S = г • />, где г — радиус вписанной окружности, р = (а + b + с)/2 — полупе-
риметр треугольника.
5 = abc/^R, где a, Ь, с — стороны треугольника, R — радиус описанной ок-
ружности.
Площадь прямоугольного треугольника
S = ±а* где Щ b — катеты треугольника.
Площадь равностороннего треугольника
5 = (а2/3)/4, где а — сторона треугольника.
Площадь четырехугольников
Площадь параллелограмма
S = a* Ь, где а — сторона параллелограмма, h — высота, проведенная к этой
стороне.
S = a* b* siny, где а, b — стороны параллелограмма, у — величина угла меж-
ду ними.
454
Площадь прямоугольника
S = a - Ь, где а, b — стороны прямоугольника.
Площадь квадрата
5 = а- а, где а — сторона квадрата.
Площадь ромба
S = a2 siny, где а — сторона ромба, у — величина угла ромба.
S = W ^ь ^2 ~ диагонали ромба.
Площадь трапеции
_ a+b.	,	,
S =------h , где а, о — основания трапеции, о — высота трапеции.
Площадь многоугольников
Площадь правильного многоугольника
$ = 1/2 (Р*г), где Р — периметр, г — радиус вписанной окружности.
S = 1/2 (и* а* г), где а — сторона многоугольника, г — радиус вписанной ок-
ружности, п — число сторон.
5 = (1/2) Я2* и* sin(360°/w), где Я — радиус описанной окружности, п — чис-
ло сторон многоугольника.
S = (1/4) а2* и* ctg(360°/2w), где а — сторона многоугольника, п — число сторон.
Также удобно использовать, что R =-------------
,360е.
2,ш<—’
____ а
Г~ .360° '
Площадь круга и подобных фигур
Площадь круга
S = яг2, где г — радиус круга.
Площадь кругового сектора
5 — г а , где г — радиус круга, а — центральный угол сектора (радианы).
2
Площадь эллипса
5 = яаЬ, где а, b — полуоси эллипса.
455
Основные формулы математического анализа
Замечательные пределы
sinx ln(x+l)	log (х + 1)
lim----= 1, lim —----- = 1, lim —------^ = log е,
X—>0 JQ	Х->0	X—>0
lim (14- х)’/х = е, lim ——— = In а,	Xх = 1.
х->0'	>	х—>0	х	9
Производные элементарных функций
Правила вычесления производных
Производная суммы/разности, произведения, частного.
(С*и(х))' = С*м'(х), (и(х)± v(x))' = и'(х)± i/(x),
(и(х)’й(х))' = u’(x)'V(x) + и(х)*у'(х),
(uixj/v^))' = (и'(х)* v(x) - w(x)* i/(x))/v2(x).
Производная сложной функции z = g[f(x)) в точке х0
2'(х0) = (g(/W)'x=x0 = £z(yo) • Л*о), Уо = fM-
Производная обратной функции х = у(у) к функции у = /(х) в точ-
ке Уо = fM
<Р'(Уо) = 1//'(х0).
Таблица производных
1.	Производная степенной функции
(С)'= 0, (х)' = 1, (х«)'= пх*-1, (V7)'= 1/(2/7), (1/х)7= -1/х2.
2.	Производная показательной функции
(£*)'=	(ах)' = ах1пау (хх)' = хх(1 + /их).
3.	Производная логарифмической функции
(lnx)'= 1/х, (logaxY= ]/xlna.
4.	Производные тригонометрических функций
(sinx)'= cosxt (со$х)'= - лих, (tgx)' = Vcos2xt (ctgx)'= -A/sin2x>
456
5.	Производные обратных тригонометрических функций
(arcsinx) =-==, (arccosx) = ---,
(“да)' = Л77’ '““'’’’'л:?'
6.	Производные гиперболических функций
(shx)' = chx, (chx)' = shx, (thx)' = l/ch2x, (cthx)'= - l/sh2x.
7.	Производные обратных тригонометрических функций
(arsAx)' = -U=,	prefix)' = - J—,
Vl + x	\lx -1
(artfor)' = -y==j,	(arcthx)' =
Интегрирование функций
Вычисление площадей и объемов
Площадь плоской фигуры
Если фигура ограничена кривой у = Дх), Дх) > 0, прямыми х = а, х = b и от-
резком [а, Ь] оси Ох, то ее площадь вычисляется по формуле:
S = [ f(x)dx.
Ja
Если фигура ограничена кривыми у = fi(x) иу = f2(x), fi(x) < f2(x), прямыми
х = а, х = b, то ее площадь вычисляется по формуле:
г*
М (Л(х)-Л(х))Л.
Ja
Если кривая задана параметрически х = x(t), у = y(f), то площадь, ограни-
ченная этой кривой, прямыми х = а, х = b и отрезком [а, £] вычисляется по
формуле:
1/J
y(f)x'(f)dt, а=х(а), b = x(J3).
а
Если фигура ограничена кривой, заданной в полярных координатах р - р(<р),
лучами = а и = Д, то ее площадь вычисляется по формуле:
S = H p4<p)d9-
2 Ja
457
Площадь поверхности вращения
Если дуга кривой у = f(x), а < х < b, вращается вокруг оси Ох, то площадь
поверхности вращения вычисляется по формуле:
S = 2л f yJ\ +у'2 dx.
Ja '
Если дуга кривой задана параметрически у = y(t), х = x(t), < t < t2l ю
S = 2л [2 yy]xf2+y,2dx.
Объем тела вращения
Если тело образовано в результате вращения вокруг оси Ох криволинейной
трапеции, ограниченной кривой у = /(х), осью Ох и прямыми х = а и х = Ь, то его
объем вычисляется по формуле:
Vx
Если тело образовано в результате вращения вокруг оси Оу криволинейной
трапеции, ограниченной кривой х = f(y), осью Оу и прямыми у = с и у = d, то его
объем вычисляется по формуле:
У=л\ х dy.
у Jc
Если тело образовано в результате вращения вокруг оси Оу криволинейной
трапеции, ограниченной кривой у = /(х), осью Ох и прямыми х = а и х = Ь, то его
объем вычисляется по формуле:
V = 2л1 xydx.
Длина кривой
Если кривая задана уравнением у = f(x), а < х < Ь, то
Если кривая задана параметрически у = х = а < t < Д, то
Z = Jx'2 +y',2dt.
Ja *
458
Если кривая задана в полярных координатах р = р(ф)> а < ф < Д то
/ = С Jр2 + р'2 d(p.
Ja v
Криволинейные и поверхностные интегралы
Криволинейный интеграл по длине дуги (1 рода)
Если кривая задана уравнением у = <р(х), а < х < bt то интеграл вычисляется
по формуле:
f f(x,y)ds = £f(x,<p(x))yll + (<p'(x))2dx
AB
Если кривая задана параметрически: х = x(t), у = y(f), tj < t < t2, то
f /(x, y)ds = J'2 /(x(f), y(t))ylx'2 (0+y’2 (t)dt
Криволинейный интеграл no координатам (2 рода)
Пусть Р(х,у), Q(x,y) — непрерывны в точках дуги АВ гладкой кривой К, име-
ющей уравнение у = <р(х), а< х < Ь. Тогда криволинейный интеграл 2 рода вычис-
ляется по формуле:
j Pdx + Qdy = j*[p(x,p(x))+0(x,p(x))y(x)]d!x
АВ
Если кривая задана параметрическими уравнениями: х = x(t), у = y(t), tj < t < t2, то
f Pdx + Qdy = j'2 [P (x(0, XO) x’(t) + Q	/(0) У (0] dt
AB	’
Если путь интегрирования — простая замкнутая кривая, то интеграл берется
по направлению против часовой стрелки.
Независимость криволинейного интеграла 2 рода от контура
интегрирования
Если для криволинейного интеграла P(x,y)dx + Q(x,y)dy выполняется сле-
дующее соотношение в области D
dP = dQ
ду дх ’ ’
459
то по любому замкнотому контуру, целиком лежащему в D, интеграл равен нулю,
а Для незамкнутых кривых не зависит от пути интегрирования (поэтому удобно
выбирать путь как ломаную из отрезков, параллельным осям).
Вычисление площади
Площадь S фигуры, ограниченной простым замкнутым контуром С, вычисля-
ется по формуле (направление такое, что область остается слева):
S = -^$xdy-ydx.
Формула Грина
Пусть С — граница области D и функции Р(х,у), Q(x,y) непрерывны со свои-
ми частными производными dQ/dx и дР/ду непрерывны в замкнутой области D.
(8Q дР\. ,
---------dxdy.
^дх ду
(§Pdx + Qdy = Jj
с	D
Поверхностные интегралы
Пусть P(x,y,z) — непрерывная функция и z = f(x>y) — гладкая поверхность 5,
где f задана в некоторой области и плоскости хОу. Поверхностный интеграл 1 рода
вычисляется по формуле:
J J WS = f jF(x,b/(x,y))71 + (Z;)2 + (z'y)2dxdy
S	D
Если P(x,y,z), Q(x,y,z), R(x,y,z) — непрерывные функции и S+ — сторона глад-
кой поверхности 5, характеризуемая направлением нормали п = (cosa, cosfi, cosy),
то поверхностный интеграл 2 рода выражается как
j J Pdydz + Qdzdx + Rdxdy = cos « +Qcosp + 7? cosy )dS
s+	s
При переходе на другую сторону поверхности интеграл меняет знак на
противоположный. Если поверхность S задана уравнением в неявном виде
Ф' (x,y,z) = 0, то направляющие косинусы нормали определяются по формулам:
ф'
cosa = —,---------------------------х 	—=
+Яф'х)2+(Ф'у)2+(Ф'г)2
ф'
cosP =—,.....-у	=
±>/(ф^+(ф;)2+(фэ2
cosy = 	Ф*
±Лф')2+(Фр2+(ф;)2
460
Основные алгебраические формулы
Формулы сокращенного умножения
(х - у)(х + у) = х1 - у2, (х 4- у)2 = х2 + 2ху 4- у2, (х - у)2 = х2 - 2ху + у2.
х3 4- у3 = (х + у)(х2 - ху + у2), х3 - у3 = (х - у)(х2 + ху + у2).
(х 4- у)3 = х3 4- Зх2у 4- Зху2 + у5, (х - у}3 = х3 - Зх2у + Зху2 + у3.
Квадратное уравнение
Корни квадратного уравнения ах2 + Ьх + с = 0 находят по формуле:
-b + ylb2-4ac
х12 =---------------
1,2 2а
Корни квадратного уравнения с четным вторым коэффициентом ах2 4- 2kx 4- с- О
находят по формуле:
-k + >Jk2 -4ас
Х\,2 ~
а
Формулы Виета для корней приведенного квадратного уравнения х2 4- рх 4- q = О
х24- х2=-р, xl*x2=q.
Простейшие суммы
14-2+34-.^4-п = п(п 4- 1/2.
1 4- 3 4- 5 + ... + (2п - 1) = п2.
24-44-64-... 4-2и= п(п 4- 1).
I2 +22 +32 +—+п2 = л(л+1)(2и+^)
6
I2 4-32 4-52 4-...4-(2и-1)2 = ”(-4у+-Р
1	1	1	П
1-2 2-3	п(п4-1)~Л4-1
1	1	1	1Г1	1
1-2-3 + 2-3-4 + + л(и 4-1)(п 4-2) ~ 2[2 (п + 1)(пч-2)
Площадь поверхности объемных тел
Площадь поверхности параллелепипеда
S = 2(ab + Ьс + ас), где а, Ь, с — ребра параллелепипеда.
Площадь поверхности цилиндра
Боковая поверхность = 2лгЬ, где г — радиус основания, h — высота цилиндра.
461
Полная поверхность 5П0ЛН = 25ОСН + 5^ок. = 2яг2 +	= 2лт(г + h).
Площадь поверхности конуса
Боковая поверхность 5бок> = я+L, где г — радиус основания, L — длина обра-
зующей.
Полная поверхность 5П0ЛН = 50СН. + $бок. = лг2 +	+ ^)-
Площадь поверхности усеченного конуса
Боковая поверхность 5g0K = тг(Я + r)L, где г, R — радиусы оснований, L —
длина образующей.
Полная поверхность 5ПОЛН = 5ОСН П) + 5ОСН/2) + ^бок. = л7'2 + я#2 + rir + Я)Е =
= тг(г2 + R2 + rL +RL).
Площадь поверхности шара
S = 4лг2, где г — радиус шара.
Эквивалентные бесконечно малые
Эквивалентные бесконечно малые (х -> 0):
sinx ~ х
arcsinx ~ х
tgx~x
arctgx - х
ln(l + х) ~ х ех - 1 - х
1 - cosx ~ х2/2
Неопределенный интеграл
Правила интегрирования
f f'(x)dx=f(x)+C, J Cf(x)dx = cj f(x)dx
J (/W ±	= J f(x)dx ± J q(x)dx
Если j fMdx - F(x) + С , to ( f(ax + b)dx = — F(ax + b) + C
Таблица интегралов
n+l
xndx = — + C-
n + l
— = In | x | +C, x Ф 0.
nx
azdx =----1- C, a > 0, a 0 .
Ina
|е'«& = 5' + С.
462
|cosxdx = sinx + C.
J tgxdx = -In | cosx 14-C
—— dx - tgx 4- C •
cos x
fl fl X 1 X „
—2---dx = — arctg — 4-C —arctg — + C
J a +x a a \ a a
1	,	. x _( x „
dx = arcsin —4-C -arccos—+ C
2	- x2	al a
jsinxdx = -cosx4-C.
J ctgxdx = In | sin x 14-C.
f —\—dx = -ctgx 4- C •
J sin x
r 1	,	1.
Jx2+a2 2a
f—A-.- .-dr = ln
J ./-2.2
a-x
J shxdx = chx 4- C
f —dx = thx + C •
JcA2x
jchxdx = shx + C.
f —dx = -cthx 4- C •
J sh2x
Моменты плоской кривой
Для плоской кривой L статические моменты Мх, Му относительно осей Ох,
Оу вычисляются по формуле:
Mx=$ydl, My=jxdl.
L	L
Моменты инерции Ixf Iy, Iq относительно осей Ox, Оу и начала координат
вычисляются по формулам:
I, = jy2dl, Iy = fx2dl, Ia=j(x2+y2)dl •
ILL
Если кривая задана явным уравнением у = у(х), а < х < Ь, то в этих форму-
лах dl надо заменить на V 1 4- у2 dx. Если кривая задана параметрически: х = x(t),
У = y(t)> h	в этих формулах dl надо заменить на Vx2 4- у2 dt.
Моменты плоской фигуры
Для плоской фигуры, ограниченной кривыми у = У/(х), у = у2(х) (уу < у2)
и прямыми х = а, х = b (а < Ь) статические моменты выражаются формулами:
=К (^2-л2и ’ м>Ф’ -у№-
Моменты инерции Ix) ly, Iq плоской фигуры D относительно осей координат
Ох, Оу и начала координат (полярный момент инерции) вычисляются по формулам:
Ix = J jy2dydx , Iy = J jx2dydx , Io = j|(х2 4-y2)dydx .
D	D	D
463
Моменты объемного тела
Для объемного тела V моменты инерции Ix, Iy, Iz относительно осей коор-
динат Ох, Оу, Oz и начала координат вычисляются по формулам:
4=JJJ(/ + z>, /,=JJJ(x2+z2)dv, /,=JJJ(y2+x2)rfv, I, = Jf(/+X2 +Z2)dv.
V	V	V	D
Для объемного тела V моменты инерции 1^, Iyz, Ixz относительно координат-
ных плоскостей хОу, yOz, xOz вычисляются по формулам:
^У^ЦгУу, ^z = jfjx2rfv > hz = J J jy2dv •
V	V	V
Центр тяжести
Центр тяжести плоской кривой L имеет координаты хс = Му/1, ус = Мх/1,
где I — длина кривой L.
Центр тяжести плоской фигуры имеет координаты хс = My/S, ус = Mx/S, где
S — площадь фигуры.
Центр тяжести объемного тела имеет координаты
f J- *=f/J- z<=7Шzdv ’
r V	r V	r V
где V — объем тела.
Площадь плоской фигуры
Если фигура ограничена кривой у = f(x), f(x) >0, прямыми х = а, х = b и от-
резком [а,£] оси Ох, то ее площадь вычисляется по формуле:
ь
S=jf(x)dx.
а
Если фигура ограничена кривыми у = /Дх) и у = /2(х), /}(х) < /^(х), прямыми
х = а, х~ Ь, то ее площадь вычисляется по формуле:
ь
5 = J(/2(x)-Z(x)>&.
а
Если кривая задана параметрически х = x(t), у = y(Z), то ее площадь, ограничен-
ная этой кривой, прямыми х = а, х == b и отрезком [д,£] вычисляется по формуле:
д
S = Jy(t)x'(t)dt, а = х(а), b = х(р).
а
Если фигура ограничена кривой, заданной в полярных координатах р = р(ф),
лучами ср = а, <р = р, то ее площадь вычисляется по формуле:
S = ~jp2(<p)d<p.
464
Площадь поверхности вращения
Если дуга кривой у = /(х), f(x) >0, а < х < b, вращается вокруг оси Ох,
то площадь поверхности вращения вычисляется по формуле:
ь ____________________
S = 2л j yy]\ + y,2dx.
а
Если дуга кривой задана параметрически: у = у(/), х = х(Г),	< t < то
5 = 2л j у^х'2 + y'2dt.
Разложение функций в степенные ряды
X3 х5 . 1V х2л+1	. ,
smx = x-------4----+	-----------+ ..., х <оо.
3! 5!	(2л + 1)!
ч .	x2sina x3cosa хп sin(a + ^n/2)	. .
sin(x 4- а) = sin а 4- х cos а--------------4-... 4------------------- 4-..., х < оо.
2!	3!	л!
X2 х4 х6 ,	X2"
COSX = 1------1---------4-...4-(—1) ----4-..., Х<оо.
2! 4! 6!	(2л)!
,	.	x2cosa x3sina х” cos(<2 + лп/2)	. ,
cos(x 4- а) = cos а - х sm а----—— 4- ——— +... 4-------------—j-------- 4-..., | х |< оо.
х , X X2	X3	х"	. .
е =14- —4- 4- — 4-...4- 4-..., X < 00.
1! 2! 3!	л!
х и™ . xlna (х1пл)2 . (xlna)3 (х!па)л
а = е 4------------1---------1----------н... 4-------4-.... х < оо.
1!	2!	3!	л! 1
х2 х$ х^	хп
1п(1 + х) = Х —+ у-^ + ...(-1)”+1—+ ..., |Х|<1.
1п(1 - х) = -	X2	X3	х4	хл Х4-	4- — 4-	4-...— 4-... 2	3	4	«	, и<>
X	X	х~
shx = XA----4--К..4-7-----— 4-..., |х|<00.
3!	5!	(2л + 1)!
, х2 х4 х6 х1"	.
СЛХ = 14- — 4- — 4- — 4-. ..4- --—+ ..., Х<00,
2! 4! 6!	(2л)!	1
—— = 1±х + х2 ±Х3 4-х4 ±..., |х|<1.
X
465
Строительное проектирование
Строительные нормы и правила (основные)
Организация. Управление. Экономика
СНиП 1.05.03-87 Нормы задела в жилищном строительстве с учетом ком-
плексной застройки.
СНиП 1.06.04-85 (1998) Положение о главном инженере (главном архитекто-
ре) проекта.
СНиП 1.06.05-85 Положение об авторском надзоре проектных организаций
за строительством предприятий, зданий и сооружений.
Нормы проектирования
Безопасность
СНиП 2.01.02-85 (1991) Противопожарные нормы (частично отменен вводом
СНиП 21-01-97).
СНиП 2.01.07-85 (с изм. 1 1993) Нагрузки и воздействия.
СНиП 2.01.09-91 Здания й сооружения на подрабатываемых территориях
и посадочных грунтах.
СНиП 2.01.14-83 (1985) Определение расчетных гидрологических харак-
теристик.
СНиП 2.01.15-90 Инженерная защита территорий зданий и сооружений от
опасных геологических процессов. Основные положения проектирования.
СНиП 2.01.51-90 Инженерно-технические мероприятия гражданской обороны.
СНиП 2.01.53-84 (1998) Световая маскировка населенных пунктов и объектов
народного хозяйства.
СНиП 2.01.54-84 (1998) Защитные сооружения гражданской обороны в под-
земных горных выработках.
СНиП 2.02.01-83 (1995) Основания зданий и сооружений.
СНиП 2.02.02-85 Основания гидротехнических сооружений.
СНиП 2.02.03-85 (1995) Свайные фундаменты.
СНиП 2.02.04-88 (1990) Основания и фундаменты на вечномерзлых грунтах.
СНиП 2.02.05-87 Фундаменты машин с динамическими нагрузками.
Конструкции
СНиП 2.03.01-84 (1989, Бетонные и железобетонные конструкции, с изм.
-1988, 1 1989, 2 1992).
СНиП 2.03.02-86 Бетонные и железобетонные конструкции из плотного сили-
катного бетона.
СНиП 2.03.03-85 Армоцементные конструкции (взамен СН 366-77).
СНиП 2.03.04-84 Бетонные и железобетонные конструкции, предназначенные
для работы в условиях воздействия повышенных и высоких температур.
466
СНиП 2.03.06-85 Алюминиевые конструкции.
СНиП 2.03.09-85 Асбестоцементные конструкции.
СНиП 2.03.11-85 Защита строительных конструкций от коррозии.
СНиП 2.03.13-88 Полы.
Инженерные сети и системы
СНиП 2.04.01-85 (2000) Внутренний водопровод и канализация зданий.
СНиП 2.04.02-84 (с изм. 1 1986, попр. 2000) Водоснабжение. Наружные сети
и сооружения.
СНиП 2.04.03-85 (с изм. 1986) Канализация. Наружные сети и сооружения.
СНиП 41-01-2003 Отопление, вентиляция и кондиционирование (взамен
СНиП 2.04.05-91 (2000) Отопление, вентиляция и кондиционирование).
СНиП 41-02-2003 Тепловые сети (взамен СНиП 2.04.07-86 (2000) Тепловые
сети).
СНиП 2.04.08-87 (1999) Газоснабжение.
СНиП 2.04.09-84 (с изм. 1 1997) Пожарная автоматика зданий и сооружений.
СНиП 2.04.12-86 Расчет на прочность стальных трубопроводов.
СНиП 41-03-2003 Тепловая изоляция оборудования и трубопроводов (взамен
СНиП 2.04,14-88 (1998) Тепловая изоляция оборудования и трубопроводов).
Транспорт
СНиП 2.05.02-85 (1997) Автомобильные дороги.
СНиП 2.05.03-84 (1991) Мосты и трубы.
СНиП 2.05.06-85 (2000) Магистральные трубопроводы.
СНиП 2.05.07-91 (1996, с изм. 1 1996) Промышленный транспорт.
СНиП 2.05.09-90 Трамвайные и троллейбусные линии.
СНиП 2.05.11-83 (1984) Внутрихозяйственные автомобильные дороги
в колхозах, совхозах и других сельскохозяйственных предприятиях и органи-
зациях.
СНиП 2.05.13-90 Нефтепродуктопроводы, прокладываемые на территории
городов и других населенных пунктов.
Гидротехнические сооружения
СНиП 2.06.01-86 (с изм. 1 1988) Гидротехнические сооружения. Основные
положения проектирования.
СНиП 2.06.03-85 Мелиоративные системы и сооружения.
СНиП 2.06.04-82 (1989, с изм. 2 1995) Нагрузки и воздействия на гидротехни-
ческие сооружения (волновые, ледовые и от судов).
СНиП 2.06.05-84 (1990) Плотины из грунтовых материалов.
СНиП 2.06.06-85 (с изм. 1 1987) Плотины бетонные и железобетонные.
СНиП 2.06.07-87 (1989) Подпорные стены, судоходные шлюзы, рыбопропуск-
ные и рыбозащитные сооружения.
СНиП 2.06.08-87 Бетонные и железобетонные конструкции гидротехнических
сооружений.
СНиП 2.06.09-84 Туннели гидротехнические (взамен СН 238-73).
467
СНиП 2.06.14-85 (с изм 1 1989) Защита горных выработок от подземных и по-
верхностных вод.
СНиП 2.06.15-85 Инженерная защита территории от затопления и подтопления.
Градостроительство
СНиП 2.07.01-89 (2000) Градостроительство. Планировка и застройка город-
ских и сельских поселений (взамен СНиП 11-60-75).
СНиП 2.08.01-89 (1999) Жилые здания.
СНиП 2.08.02-89 (1999) Общественные здания и сооружения.
СНиП 2.09.02-85 (1991, с изм. 3 1994) Производственные здания.
СНиП 2.09.03-85 Сооружения промышленных предприятий.
СНиП 2.09.04-87 (2000) Административные и бытовые здания.
СНиП 2.10.02-84 (с изм. 1 2000) Здания и помещения для переработки и хра-
нения сельскохозяйственной продукции.
СНиП 2.10.03-84 (с изм. 1 2000) Животноводческие птицеводческие и зверо-
водческие здания и помещения.
СНиП 2.10.04-85 (с изм. 1 2000) Теплицы и парники.
СНиП 2.10.05-85 (1988, с изм. 1 2000) Предприятия, здания и сооружения по
хранению и переработке сырья.
СНиП 2.11.01-85 (1991) Складские здания.
СНиП 2.11.02-87 (с изм. 1 2000) Холодильники.
СНиП 2.11.03-93 Склады нефти и нефтепродуктов. Противопожарные нормы.
СНиП 2.11.06-91 Склады лесных материалов. Противопожарные нормы про-
ектирования (взамен СН 473-75).
СНиП П-3-79 (1998) Строительная теплотехника.
СНиП П-7-81 (1995, с изм. 4 1997) Строительство в сейсмических районах.
СНиП П-11-77 (1985) Защитные сооружения гражданской обороны.
СНиП П-12-77 Защита от шума.
СНиП П-22-81 (1995) Каменные и армокаменные конструкции.
СНиП П-23-81 (1990) Стальные конструкции.
СНиП П-25-80 (1988) Деревянные конструкции.
Организация, производство и приемка работ
СНиП 3.01.01-85 (с изм. 1 1987, 2 1995) Организация строительного производства.
СНиП 3.01.03-84 Геодезические работы в строительстве.
СНиП 3.01.04-87 Приемка в эксплуатацию законченных строительством объ-
ектов.
СНиП 3.01.09-84 Приемка в эксплуатацию законченных строительством за-
щитных сооружений и их содержание в мирное время (взамен СН 464-74).
СНиП 3.02.01-87 Земляные сооружения, основания и фундаменты.
СНиП 3.02.03-84 Подземные горные выработки.
СНиП 3.03.01-87 Несущие и ограждающие конструкции.
СНиП 3.04.01-87 Изоляционные и отделочные покрытия.
СНиП 3.04.03-85 Защита строительных конструкций и сооружений от коррозии.
СНиП 3.05.01-85 (1988, с изм. 12000) Внутренние санитарно-технические системы.
СНиП 3.05.02-88 (1994) Газоснабжение.
468
СНиП 3.05.03-85 Тепловые сети.
СНиП 3.05.04-85 (1990) Наружние сети и сооружения водоснабжения и кана-
лизации.
СНиП 3.05.05-84 Технологическое оборудование и технологические трубо-
проводы.
СНиП 3.05.06-85 Электротехнические устройства (взамен СНиП Ш-33-76,
СН 85-74, СП 102-76).
СНиП 3.05.07-85 (с изм. 1 1990) Системы автоматизации.
СНиП 3.06.03-85 Автомобильные дороги.
СНиП 3.06.04-91 Мосты и трубы.
СНиП 3.06.07-86 Мосты и трубы. Правила обследований и испытаний.
СНиП 3.07.01-85 Гидротехнические сооружения речные.
СНиП 3.07.02-87 Гидротехнические морские и речные транспортные соору-
жения.
СНиП 3.07.03-85 (с изм.1 1991) Мелиоративные системы и сооружения.
СНиП 3.09.01-85 (с изм. 1 1988, 2 1994) Производство сборных железобетон-
ных конструкций и изделий.
СНиП 1 П-4-80 (2000) Техника безопасности в строительстве (разделы 1—7 от-
менены с вводом СНиП 12-03-99).
СНиП Ш-10-75 Благоустройство территорий.
СНиП Ш-18-75 (с изм. 1978, 1985, 1995) Металлические конструкции.
СНиП Ш-24-75 Промышленные печи и кирпичные трубы.
СНиП III-39-76 Трамвайные пути.
СНиП III-41-76 Контактные сети электрифицированного транспорта.
СНиП Ш-42-80 (с изм. 1983, 1987, 1997) Магистральные трубопроводы.
СНиП Ш-44-77 (с изм. 1981) Тоннели железнодорожные, автодорожные
и гидротехнические. Метрополитены.
Сметные нормы
СНиП 4.07-91 Сборник сметных норм дополнительных затрат при производ-
стве строительно-монтажных работ в зимнее время.
СНиП 4.09-91 Сборник сметных норм затрат на строительство временных
зданий и сооружений.
Нормы затрат материальных и трудовых ресурсов
СНиП 5.01.01-82 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ. Коммунальное строительство.
Бытовое обслуживание населения.
СНиП 5.01.02-83 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ. Микробиологическая промыш-
ленность. Медицинская промышленность. Геология и разведка недр. Кинопромы-
шленность (взамен СН 501-77, СН 520-79, СН 526-80).
СНиП 5.01.03-85 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ по объектам газовой промыш-
ленности (взамен СН 505-78, СН 526-80 в части расхода труб).
СНиП 5.01.04-84 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ. Химическая промышленность.
Нефтехимическая промышленность (взамен СН 424-78, СН 526-80).
469
СНиП 5.01.05-85 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ по объектам водохозяйственно-
го строительства.
СНиП 5.01.06-86 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб. смет-
ной стоимости строительно-монтажных работ по объектам электроэнергетики.
СНиП 5.01.07-84 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ по объектам нефтедобывающей,
нефтеперерабатывающей промышленности и транспорта нефти и нефтепродуктов
(взамен СН 504-78, СН-505-78, СН 526-80).
СНиП 5.01.08-84 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ. Промышленность строитель-
ных материалов, строительство, промышленность строительных конструкций и
деталей.
СНиП 5.01.09-84 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ. Торговля и общественное пита-
ние. Полиграфическая промышленность. Речной транспорт. Мясная и молочная про-
мышленность. Мукомольно-крупяная и комбикормовая промышленность.
СНиП 5.01.10-84 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ по объектам лесной и дерево-
обрабатывающей, целлюлозно-бумажной промышленности и лесному хозяйству
(взамен СН 501-77, СН 415-78, СН 526-80 в части расхода труб).
СНиП 5.01.11-85 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ по объектам черной метал-
лургии.
СНиП 5.01.12-85 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ по объектам машиностроения.
СНиП 5.01.13-85 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ по объектам легкой, пищевой
и рыбной промышленности.
СНиП 5.01.16-85 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ по объектам сельскохозяйст-
венного строительства.
СНиП 5.01.17-85 Нормы расхода материалов, изделий и труб на 1 млн. руб.
сметной стоимости строительно-монтажных работ по объектам железнодорожного,
воздушного, морского, автомобильного транспорта, строительства автомобильных
дорог и метрополитена.
СНиП 5.02.02-86 Нормы потребности в строительном инструменте.
Строительное проектирование
Библиография
Агаянц Л. М., Масютин В. М., Бочкарева Н. В. Жилой дом для индивидуаль-
ного застройщика — 2-е изд., перераб. — М.: Стройиздат, 1991. — 208 с: ил.
Александров А.В. Сопротивление материалов / А.В. Александров, В.А. Пота-
пов, Б.П. Державин. — М.: Высшая школа, 2000. — 560 с.
Архитектурные конструкции. Под ред. 3. А. Казбек-Казиева: Учеб, для вузов
по спец. «Архитектура». — М.: Высш, шк., 1989. — 342 с: ил.
470
Архитектурное проектирование общественных зданий и сооружений: Учеб-
ник для вузов. Под общ. ред. И.Е. Рожина, А. И. Урбаха. — 2-е изд., перераб.
и доп. — М.: Стройиздат, 1984. — 543 с., ил.
Атлас деревянных конструкций / Под ред. В. В. Ермолова. — М. : Стройиз-
дат, 1985. - 272 с.
Белоликов В. Т., Бондарь А. М., Птухина И.С. Организация и экономика
строительного производства: Учебное пособие / Под общ. ред. Белоликова В.Т. —
СПбГПУ, Санкт-Петербург, 2002. 86 с.
Бельский В. И., Сергеев Б. В. Промышленные печи и трубы. Учеб, пособие
для техникумов. Изд. 2-е, испр. и доп. М., Стройиздат, 1974. 301 с.
Боровских А.В. Расчеты железобетонных конструкций по предельным состо-
яниям и предельному равновесию: Учебное пособие — М.: Издательство Ассоциа-
ции строительных вузов, 2004. — 320 с.
Вахненко П.Ф. Каменные и армокаменные конструкции. Киев, «Буд1вельник»,
1978. 152 с.
Гринь И. М. Конструкции из дерева и синтетических материалов : Про-
ектирование и расчет. — К.; Донецк: Вища школа, Головное изд-во, 1979. —
272 с.
Давыдов О.Ю. Егоров В.Г. Егоров Г.В. Улыпин С.В. Цеханов Ю.А. Лабора-
торный практикум по сопротивлению материалов. Теория и практика: Учебное
пособие. — Воронеж: ВГТА, 1999. — 60 с.
Давыдов О.Ю. Руководство к выполнению расчетно-проектных работ по со-
противлению материалов: Учебное пособие / О.Ю. Давыдов, В.Г. Егоров, Г.В. Его-
ров, С.В. Улыпин. — Воронеж: ВГТА, 2001. — 88 с.
Дмитриев П. А., Бондин В. Ф. Основные положения по проектированию не-
сущих и ограждающих конструкций деревянных каркасных зданий. — Новоси-
бирск: НИСИ. - 1980. - 80 с.
Дыховичный Ю. А., Жуковский Э. 3. Пространственные составные конструк-
ции: Учеб. пос. для студ. по спец. «Промышленное и гражданское строительст-
во» — М.: Высш, щк., 1989. — 288 с: ил.
Евдокимов Н. И., Мацкевич А. Ф., Сытиик В. С. Технология монолитного бе-
тона и железобетона: Учеб, пособие для строительных вузов. — М.: Высш, школа,
1980. - 335 с., ил.
Инженерные решения по охране труда в строительстве / Под ред. Г. Г. Орло-
ва. — М.: Стройиздат, 1985. — 278 с., ил.
Ицкович Г. М. и др. Руководство к решению задач по сопротивлению матери-
алов. — М.: Высшая школа, 1999. — 592 с.
Колесников В. С., Стрельникова В.В. Возведение подземных сооружений ме-
тодом «стена в грунте». Технология и средства механизации: Учебное пособие. —
Волгоград: Изд-во ВолГУ, 1999. — 144 с.
Колоколов Н. М., Вейнблат Б. М. Строительство мостов. Учебник. — М.:
Транспорт, 1981 — 504 с.
Конструкции из дерева и пластмасс / Под ред. Г. Г. Карлсена и Ю. В. Слиц-
коухова. — М.: Стройиздат, 1986. — 544 с.
Конструкции из дерева и пластмасс: Примеры расчета и конструирования /
Под ред. проф. В. А. Иванова. — К.: Буд^вельник, 1981. — 400 с.
Коротаев 3. И., Клименко М. М. Использование мягкой лиственной древеси-
ны. — М.: Лесная промышленность, 1983 — 128 с.
471
Костенко Н.А. Балясников С.В. Волошановская Ю. Э. и др. — М.: Высшая
школа, 2000. — 430 с.
Кочетов В.Г. Сопротивление материалов / В. Г. Кочетов, А. Д. Павленко,
М.В. Кочетов. - Ростов-на-Дону: Феникс, 2001. - 368 с.
Кузнецов В.С. «Расчет и конструирование стыков и узлов элементов железобе-
тонных конструкций». Учебное пособие. М., АСВ, 2002., 128 стр., 34 рис., 15 табл.
Кузьмин А. В., Марой Ф. Л. Справочник по расчетам механизмов подъем-
но-транспортных машин. — 2-е изд., перераб. и доп. — Мн.: Выш. шк., 1983. —
350 с, ил.
Куштин И.Ф., Куштин В. И. Инженерная геодезия. Учебник. Ростов-на-Дону:
Феникс, 2002. — 416 с.
Линьков И. М., Михайлов А. Ф., Славик Ю. Ю., Ангарова В. А. Снижение
материалоемкости деревянных конструкций — М.: Стройиздат, 1974. — 48 с.
Лихтарников Я. М., Летников Н. С, Левченко В. Н. Технико-экономические
основы проектирования строительных конструкций. — Киев, Донецк: Вища шк.
Головное изд-во, 1980. — 239 с.
Ломакин А. Д., Мартинец Д. В., Прилепский Е. А. Клееные деревянные кон-
струкции в сельскохозяйственных зданиях. — М.: Стройиздат, 1982. — 60 с.
Максимович Б. Г. Проектирование и производство конструкций из клееной
древесины. — Мн.: Вышэйшая школа, 1981. — 212 с.
Мальганов А.И., Плевков В.С., Полищук А. И. Восстановление и усиление
строительных конструкций аварийных и реконструируемых зданий. Атлас схем
и чертежей. Томск, Томский межотраслевой ЦНТИ, 1990, 315 с.
Монтаж систем внешнего водоснабжения и канализации. Под ред. А. К. Пе-
решивкина. — 4-е изд., перераб. и доп. — М.: Стройиздат, 1988. — 653 с: ил.
Отрешко А. И. Справочник проектировщика. Деревянные конструкции. —
М.: Госстройиздат, 1957. — 264 с.
Пецольд Т.М. Учебное пособие для студентов строительных специальностей.
Под ред. проф. Т.М. Пецольда и проф. В.В. Тура. — Брест, БГТУ, 2003 — 380 с., ил.
Перкинс Ф. Железобетонные сооружения: Ремонт, гидроизоляция и защита.
Пер. с англ. / Под ред. М. Ф. Цитрона. — М.: Стройиздат, 1980. — 256 с., ил.
Пилягин А.В. Проектирование оснований и фундаментов зданий и соору-
жений: Учебное пособие. — М.: Издательство Ассоциации строительных вузов,
2006. - 248 с.
Повышение эффективности металлических и деревопластмассовых конструк-
ций / Под ред. проф. М. И. Жербина. — К.: Буд1вельник, 1978. — 144 с.
Полищук А.И. Основы проектирования и устройства фундаментов реконст-
руируемых зданий. — Нортхэмптон: STT; Томск: STT, 2004. — 476 с.
Проектирование и возведение фундаментов вблизи существующих сооруже-
ний: (Опыт строительства в условиях Северо-Запада СССР; Под ред. С. Н. Сотни-
кова. — М.: Стройиздат, 1986. — 96 с: ил.
Производство гидроизоляционных работ: Справочник / Под ред. В. Я Баби-
ченко. — К.: Буд1вельник, 1987. — 263 с.
Пособие по проектированию деревянных конструкций / ЦНИИСК им. Куче-
ренко. — М.: Стройиздат, 1986. — 216 с.
Пособие по определению пределов огнестойкости конструкций, пределов
распространения огня по конструкциям и групп возгораемости материалов /
ЦНИИСК им. Кучеренко. — М.: Стройиздат, 1985. — 70 с.
472
Ребров И. С. Усиление стержневых металлических конструкций. Проектиро-
вание и расчет. - Л., Стройиздат. Ленингр. отд-ние, 1988, — 288 с., ил.
Рекомендации по защите деревянных конструкций, эксплуатируемых в скла-
дах минеральных удобрений / ЦНИИСК им. Кучеренко. — М., 1981. — 41 с.
Рекомендации по применению материалов комплексного действия для защи-
ты деревянных конструкций / ЦНИИСК им. Кучеренко. — М., 1982. — 80 с.
Рекомендации по проектированию панельных конструкций с применением
древесины н древесных материалов для производственных зданий / ЦНИИСК
им. Кучеренко. — М.: Стройиздат, 1982. — 120 с.
Рекомендации по проектированию соединений элементов деревянных конст-
рукций с передачей усилий стальными стержнями, вклеенными поперек волокон /
ЦНИИПпромзданий. — М., 1984. — 21 с.
Рекомендации по расчетным характеристикам древесных плит / ЦНИИСК
им. Кучеренко. — М.: Стройиздат, 1982. — 24 с.
Романенков И. Г., Зиген-Корн В. Н. Огнестойкость строительных конструк-
ций из эффективных материалов. — М.: Стройиздат, 1984. — 241 с.
Руководство по изготовлению и контролю качества деревянных клееных кон-
струкций // ЦНИИСК им. Кучеренко.— М.: Стройиздат, 1982. — 80 с.
Руководство по обеспечению долговечности деревянных клееных конструкций
при воздействии на них микроклимата зданий различного назначения и атмосфер-
ных факторов / ЦНИИСК им. Кучеренко. — М.: Стройиздат, 1981. — 94 с.
Сергеев Е. М. Инженерная геология, изд. 2. М., Изд-во Моск, ун-та, 1982.
248 с., с ил.
Симвулиди И. А. Расчет инженерных конструкций на упругом основании.
Изд. 3-е, испр. и доп. Учебное пособие для вузов. М.,«Высш. школа», 1973.
Справочник строителя. Деревянные конструкции и детали / Под ред. проф.
В. М. Хрулева. — М.: Стройиздат, 1983. — 288 с.
Строительство тепловых и атомных электростанций. В 2-х т. Под ред.
П. С. Непорожнего. — 3-е изд., перераб. и доп. — М.: Стройиздат, 1985. —
572 с., ил.
Теличенко В.И. Терентеьев О.М. Лапидус А.А. Технология возведения зда-
ний и сооружений: Учеб, для строит, вузов, 2-е изд., перераб. и доп. — М.: Высш,
шк., 2004. — 446 с.; ил.
Травин В. И. Капитальный ремонт и реконструкция жилых и общественных
зданий: Учебное пособие для архитектурных и строительных спец вузов. — Рос-
тов-на-Дону, «Феникс», 2004 — 256 с.
Феодосьев В.И. Сопротивление материалов. — М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Ба-
умана, 2001. — 592 с.
Экономика строительства: Учебное пособие / Под общей ред. И.С. Степано-
ва. — 3-е изд., доп. и перераб. — М.: Юрайт-Издат, 2007. — 620 с.
Яковлев С.В., Карелин Я.А., Жуков А.И., Колобанов С.К. Канализация.
Учебник для вузов. Изд. 5-е, перераб. и доп. М.^ Стройиздат, 1975. 632 с.
473
СОДЕРЖАНИЕ
Глава 1. Основания и фундаменты .......................................3
1.1.	Основания зданий и сооружений ....................................3
1.1.1.	Общие требования .............................................  3
1.2.	Проектирование оснований .........................................4
1.2.1.	Общие указания .................................................4
1.2.2.	Нагрузки и воздействия, учитываемые в расчетах оснований .......5
1.3.	Нормативные и расчетные значения	характеристик грунтов ...........5
1.4.	Подземные воды ...................................................7
1.5.	Глубина заложения фундаментов ....................................8
1.6.	Расчет оснований по деформациям	................................И
1.7.	Расчет оснований по несущей способности .........................18
1.8.	Дополнительные и специальные требования
к устройству оснований ...............................................23
1.8.1.	Мероприятия по уменьшению деформаций оснований и влияния их
на сооружения ........................................................23
1.8.2.	Основания на просадочных	грунтах ..............................24
1.8.3.	Основания на набухающих грунтах ...............................27
1.8.4.	Основания на водонасыщенных биогенных грунтах и илах ..........28
1.8.5.	Основания на элювиальных	грунтах ..............................29
1.8.6.	Основания на засоленных грунтах ...............................30
1.8.7.	Основания на насыпных грунтах .................................31
1.8.8.	Основания на подрабатываемых территориях ......................31
1.8.9.	Основания на грунтах в сейсмических районах ...................33
1.8.10.	Основания на закарствованных территориях .....................34
1.8.11.	Основания на пучинистых грунтах ..............................35
1.8.12.	Основания на намывных грунтах ................................36
1.9.	Прочие нормативные требования ...................................37
1.9.1.	Проектирование	закрепления грунтов ............................37
1.9.2.	Проектирование	искусственного замораживания грунтов ...........39
1.9.3.	Проектирование	водопонижения ..................................40
1.9.4.	Нормативные значения прочностных и деформационных характеристик
грунтов ..............................................................42
1.9.5.	Расчет деформаций оснований ...................................43
Определение крена фундамента .........................................50
Определение просадок грунтов основания ...............................52
Определение деформаций оснований, сложенных набухающими грунтами .....53
Расчет суффозионной осадки ...........................................57
1.9.6.	Расчетные сопротивления грунтов оснований .....................57
1.9.7.	Предельные деформации основания ...............................60
1.10.	Проектирование фундаментов .................................. 62
1.10.1.	Общие	положения .............................................62
1.10.2.	Глубина заложения фундаментов ................................64
1.10.3.	Расчет	столбчатых фундаментов.................................68
1.10.4.	Расчет	ленточных и прерывистых фундаментов ...................69
1.10.5.	Расчет	плитных фундаментов ...................................70
474
1.10.6.	Расчет стен подвалов ...........................................70
1.10.7.	Устройство фундаментов в вытрамбованных котлованах .............71
1.10.7.1.	Расчет фундаментов в вытрамбованных котлованах
по несущей способности и осадкам основания .............................76
1,11,	Прочие конструктивные указания к устройству фундаментов ..........80
1.11.1.	Естественные основания .........................................81
1.11.2.	Уплотнение грунтов ...........................................  84
1.11.3.	Грунтовые насыпи и подушки .....................................87
1.11.4.	Намывные основания .............................................89
1.11.5.	Строительное водопонижение и гидроизоляция .....................90
1.11.6.	Геотехнический мониторинг.....................................  93
1.11.7.	Особенности проектирования подземных сооружений ................94
1.11.8.	Особенности проектирования подпорных стен ......................97
1.11.9.	Проектирование водопонижения и гидроизоляции ............;.....100
1.11.10.	Устройство «стены в грунте» ..................................104
1.11.11.	Физико-механические характеристики органо-минеральных
и органических грунтов.................................................107
1.11.12.	Физико-механические характеристики элювиальных грунтов .......109
1.11.13.	Состав проекта фундаментов ....................................ПО
1.12.	Основные буквенные обозначения в главе 1 ........................111
Глава 2. Бетонные и железобетонные конструкции ........................113
2.1.	Бетонные и железобетонные конструкции............................ 113
2.1.1.	Общие сведения .................................................113
2.1.2.	Основные расчетные требования ..................................114
2.1.3.	Дополнительные требования
к расчету предварительно напряженных конструкций ......................115
2.2.	Свойства и сортамент бетона ......................................125
2.2.1.	Показатели качества бетона....................................  125
2.2.2.	Нормативные и расчетные характеристики бетона ..................129
2.3.	Сборные элементы железобетонных конструкций ......................142
2.3.1.	Общие требования ...............................................142
2.4.	Арматура .................................................146
2.4.1.	Сортамент арматуры .............................................146
2.4.2.	Нормативные сопротивления арматуры .............................148
2.4.3.	Расчетные сопротивления арматуры ...............................149
2.4.4.	Конструктивные требования к армированию элементов...............156
2.5.	Конструирование армированных плит .............................164
2.5.1.	Общие сведения и расчет армирования плит .......................164
2.5.2.	Общие сведения и расчет армирования балок ......................165
2.5.3.	Армирование торцов предварительно напряженных балок ............169
2.6.	Конструирование колонн ...........................................171
2.6.1.	Общие сведения о колоннах.......................................171
2.6.2.	Продольное армирование колонн ................................. 172
2.6.3.	Поперечное армирование в виде сеток (косвенное армирование) ....174
2.6.4.	Расчет консолей . . ............................................175
2.6.5.	Расчет железобетонных конструкций по предельным состояниям .....176
2.7.	Сварные соединения арматуры и закладных деталей ..................180
2.8.	Расчет элементов бетонных и железобетонных конструкций
по предельным состояниям первой группы ................................181
475
2.8.1.	Расчет бетонных элементов по прочности ...........................181
2.8.2.	Внецентренно сжатые элементы .....................................183
2.8.3.	Расчет железобетонных конструкций по прочности ...................186
2.8.4.	Изгибаемые элементы прямоугольного, таврового, двутаврового
и кольцевого сечений ....................................................188
2.8.5.	Центрально-растянутые элементы....................................194
2.8.6.	Расчет по прочности сечений, наклонных к продольной оси элемента .199
2.8.7.	Расчет по прочности пространственных сечений
(элементов, работающих на кручение с изгибом) ...........................205
2.8.8.	Расчет железобетонных элементов на местное действие нагрузок .....208
2.8.9.	Расчет закладных деталей .........................................213
2.8.10.	Расчет железобетонных элементов на выносливость .................216
2.9.	Расчет элементов железобетонных конструкций
по предельным состояниям второй группы .................................217
2.9.1.	Расчет железобетонных элементов по образованию трещин ............217
2.9.2.	Расчет по образованию трещин, наклонных к продольной оси элемента . . . .222
2.9.3.	Расчет железобетонных элементов по раскрытию трещин ..............223
2.9.4.	Расчет железобетонных элементов по закрытию трещин ...............227
2.9.5.	Расчет элементов железобетонных конструкций по деформациям .......227
2.10.	Сортамент арматурной стали ........................................238
2.11.	Основные буквенные обозначения в главе 2 ..........................242
Глава 3. Каменные и армокаменные конструкции ............................244
3.1.	Каменные и армокаменные конструкции ................................244
3.1.1.	Общие сведения ...................................................244
3.2.	Материалы каменных и армокаменных конструкций ......................245
3.3.	Нормативные и расчетные характеристики каменных
и армокаменных конструкций...............................................247
3.3.1.	Расчетные сопротивления сжатию кладки из различных материалов ....247
3.3.2.	Модули упругости и деформации кладки..............................257
3.3.3.	Нормативные значения деформации усадки кладки
и коэфициентов линейного расширения и	трения .......................260
3.4.	Расчет элементов конструкций по предельным основаниям первой группы
(по несущей способности) ...............................................261
3.4.1.	Центрально-сжатые элементы каменных конструкций...................261
3.4.2.	Внецентренно сжатые элементы .....................................264
3.4.3.	Косое внецентренное сжатие .......................................267
3.4.4.	Смятие (местное сжатие) ..........................................269
3.4.5.	Изгибаемые элементы ..............................................272
3.4.6.	Центрально-растянутые элементы....................................272
3.4.7.	Срез .............................................................272
3.4.8.	Многослойные стены (облегченная	кладка	и облицовка) ..............273
3.4.9.	Армокаменные конструкции .........................................275
3.5.	Расчет элементов конструкций по предельным состояниям второй группы
(по образованию и раскрытию трещин и по деформациям) ...................277
3.6.	Основные буквенные обозначения в главе 3 ...........................280
Глава 4. Металлические конструкции ......................................283
4.1.	Металлические конструкции ..........................................283
4.1.1.	Общие сведения ...................................................283
476
4.2.	Материалы для конструкций и соединений .............................284
4.3.	Расчетные характеристики материалов и соединений ...................286
4.4.	Расчет элементов стальных конструкций на осевые силы и изгиб .......291
4.4.1.	Центрально-растянутые	и центрально-сжатые	элементы ...............291
4.4.2.	Изгибаемые элементы	...................................297
4.4.3.	Элементы, подверженные действию	осевой	силы	с	изгибом.............302
4.4.4.	Опорные части ....................................................309
4.5.	Расчетные длины и предельные гибкости элементов стальных конструкций . .310
4.5.1.	Расчетные длины элементов плоских форм и связей ..................310
4.5.2.	Расчетные длины элементов пространственных решетчатых конструкций . . .312
4.5.3.	Расчетные длины элементов структурных конструкций ................315
4.5.4.	Расчетные длины колонн (стоек) ...................................316
4.5.5.	Предельные гибкости сжатых элементов .............................319
4.5.6.	Предельные гибкости растянутых элементов .........................319
4.6.	Проверка устойчивости стенок и поясных листов
изгибаемых и сжатых элементов ...........................................321
4.6.1.	Стенки балок .....................................................321
4.6.2.	Стенки центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов . . .331
4.6.3.	Поясные листы (полки) центрально-, внецентренно-сжатых,
сжато-изгибаемых и изгибаемых элементов .................................334
4.7.	Расчет листовых конструкций ........................................336
4.7.1.	Расчет на прочность ..............................................336
4.7.2.	Расчет на устойчивость ...........................................338
4.7.3.	Основные требования к расчету металлических мембранных конструкций . . . .341
4.8.	Расчет элементов стальных конструкций на выносливость ..............342
4.9.	Расчет элементов стальных конструкций на прочность с учетом
хрупкого разрушения .....................................................343
4.10.	Расчет соединений стальных конструкций ............................344
4.10.1.	Сварные соединения ..............................................344
4.10.2.	Болтовые соединения .............................................346
4.10.3.	Соединения на высокопрочных болтах ..............................348
4.10.4.	Соединения с фрезерованными торцами .............................349
4.10.5.	Поясные соединения в составных балках............................350
4.11.	Общие требования по проектированию стальных конструкций ...........351
4.11,1.	Основные положения ..............................................351
4.11.2.	Сварные соединения ..............................................352
4.11.3.	Болтовые соединения и соединения на высокопрочных болтах.........354
4.12.	Дополнительные требования по проектированию зданий и сооружений.....355
4.12.1.	Расстояния между температурными швами ...........................355
4.12.2.	Фермы и структурные плиты покрытий ..............................356
4.12.3.	Колонны .........................................................357
4.12.4.	Связи ...........................................................358
4.12.5.	Балки............................................................359
4.12.6.	Подкрановые балки ...............................................359
4.12.7.	Листовые конструкции.............................................361
4.12.8.	Монтажные крепления..............................................362
4.12.9.	Каркасные здания ................................................362
4.12.10.	Висячие покрытия ................................................362
4.12.11.	Прочие нормативные требования....................................363
4.13.	Сортамент и физические свойства строительных сталей ...............363
477
4.14.	Определение коэффициентов условий работы
для растянутого одиночного уголка, прикрепляемого болтами ...............317
4.15.	Определение расчетных коэффициентов устойчивости сжато-изгибаемых,
центально- и внецентренноежатых элементов................................380
4.15.1.	Определение коэффициентов расчетной длины колонны ..............380
4.15.2.	Коэффициенты стах для двутавровых и тавровых сечений ............390
4.15.3.	Коэффициенты <рь для расчета балок на устойчивость ..............392
4.15.4.	Справочные сведения для расчета элементов на выносливость
с учетом хрупкого разрушения ...........................................396
4.16.	Основные буквенные обозначения величин в главе 4 .................400
Глава 5. Деревянные конструкции.........................................403
5.1.	Общие сведения ....................................................403
5.2.	Материалы для конструкций и соединений ............................403
5.3.	Расчетные характеристики материалов ...........................405
5.4.	Расчет элементов деревянных конструкций
по предельным состояниям первой группы ..................................412
5.4.1.	Расчет центрально-растянутых и центрально-сжатых элементов ......412
5.4.2.	Расчет изгибаемых элементов......................................417
5.4.3.	Расчет элементов, подверженных действию осевой силы с изгибом ...420
5.4.4.	Расчетные длины и предельные гибкости элементов
деревянных конструкций .................................................423
5.4.5.	Особенности расчета клееных элементов из фанеры с древесиной ....424
5.5.	Расчет элементов деревянных конструкций
по предельным состояниям второй группы ..................................428
5.6.	Расчет соединений элементов деревянных конструкций ................429
5.6.1.	Общие указания ...............................................   429
5.6.2.	Клеевые соединения ..............................................430
5.6.3.	Соединения на врубках ...........................................431
5.6.4	Соединения на цилиндрических нагелях .............................433
5.6.5.	Соединения на гвоздях и шурупах, работающих на выдергивание .....439
5.6.6.	Соединения на пластинчатых нагелях ..............................440
5.6.7.	Соединения на вклеенных стальных стержнях,
работающих на выдергивание или продавливание ...........................441
5.7.	Указания по проектированию деревянных конструкций .................442
5.7.1.	Общие указания ..................................................442
5.7.2.	Балки, прогоны, настилы..........................................443
5.7.3.	Составные балки..................................................444
5.7.4.	Балки клееные ...................................................444
5.7.5.	Фермы ........................................................  .	.444
5.7.6.	Арки и своды ....................................................445
5.7.7.	Рамы ............................................................445
5.7.8.	Прочие нормативные требования ...................................446
5.8.	Сортамент и физические свойства деревянных материалов .............448
5.8.1.	Нормативные и временные сопротивления древесины сосны и ели .....448
5.8.2.	Плотность древесины и фанеры ....................................449
5.8.3.	Данные для расчета сжатых, изгибаемых и сжато-изгибаемых элементов . . .449
5.8.4.	Графики для расчета фанерных стенок балок и плит ................451
Приложение. Справочные сведения из математики ...........................453
Основные тригонометрические формулы .....................................453
478
Расчет площади плоских фигур ..........................................454
Площадь треугольников .................................................454
Площадь четырехугольников .............................................454
Площадь многоугольников ...............................................455
Площадь круга и подобных фигур ........................................455
Основные формулы математического анализа...............................456
Производные элементарных функций ......................................456
Правила вычесления производных ........................................456
Таблица производных . . ...............................................456
Интегрирование функций ................................................457
Вычисление площадей и объемов .........................................457
Длина кривой ..........................................................458
Криволинейные и поверхностные интегралы ...............................459
Криволинейный интеграл по длине дуги (1 рода) .........................459
Криволинейный интеграл по координатам (2 рода) ........................459
Независимость криволинейного интеграла 2 рода от контура интегрирования . . .459
Поверхностные интегралы ...............................................460
Основные алгебраические формулы .......................................461
Площадь поверхности объемных тел ......................................461
Эквивалентные бесконечно малые ........................................462
Неопределенный интеграл ...............................................462
Центр тяжести .........................................................464
Площадь плоской фигуры ................................................464
Площадь поверхности вращения ..........................................465
Разложение функций в степенные ряды ...................................465
Строительное проектирование ...........................................466
Строительные нормы и правила (основные) ...............................466
Организация. Управление. Экономика ....................................466
Нормы проектирования ..................................................466
Безопасность ..........................................................466
Конструкции ...........................................................466
Инженерные сети и системы .............................................467
Транспорт .............................................................467
Гидротехнические сооружения ......................................467
Градостроительство ....................................................468
Организация, производство и приемка работ .............................468
Нормы затрат материальных и трудовых ресурсов .........................469
Строительное проектирование ...........................................470
Библиография ..........................................................470
479
Справочное издание
ПОЛНЫЙ СПРАВОЧНИК ПРОЕКТИРОВЩИКА
Автор-составитель
БЕЛОВ Николай Владимирович
Ответственная за выпуск В. Н. Волкова
Подписано в печать 06.09.2011.
Формат 84x108/ 32.
Усл. печ. л. 25,2. Тираж 4 000 экз. Заказ № 1601.
ЛСЮ Л Я ГПЗОРТ &
ЛИ № 02330/0494377 от 16.03.2009.
Республика Беларусь, 220013, г. Минск, ул. Кульман,
д. 1, корп. 3, эт. 4, к. 42.
E-mail редакции: harvest@anitex.by
Издание осуществлено при техническом участии ООО «Издательство АСТ»
Отпечатано с готовых диапозитивов
в типографии ООО «Полиграфиздат»
144003, г. Электросталь, Московская область, ул. Тевосяна, д. 25