XLVIII KONFERENCJA NAUKOWA KOMITETU INÅ»YNIERII LDOWEJ I WODNEJ PAN I KOMITETU NAUKI PZITB Opole Krynica 2002 Roman CIESIELSKI1 PaweÅ‚ FISZER2 Marian GWÓyDy3 NOÅšNOŚĆ GRANICZNA ÅšCINANEJ LEKKIEJ OBUDOWY SZKIELETÓW STALOWYCH 1. Wprowadzenie Budownictwo halowe realizowane współczeÅ›nie, wykorzystuje lekkie pokrycia dachów i obu- dowy Å›cian oferowane przez producentów w różnych odmianach konstrukcyjnych, które z uwagi na pracÄ™ tarczowÄ… można podzielić na dwie grupy. Do pierwszej należą kasety Å›cienne i blachy profilowane, czyli obudowy współpracujÄ…ce ze stalowym szkieletem, o rozpoznanych charakterystykach sztywnoÅ›ci. Do drugiej grupy można zaliczyć pÅ‚yty warstwowe i przeszklone Å›ciany osÅ‚onowe, których współpraca ze stalowym szkieletem jest trudna do oszacowania albo wrÄ™cz nie jest możliwa. Badania eksperymentalne pÅ‚yt warstwowych wskazujÄ…, że obudowa taka posiada sztywność postaciowÄ… porównywalnÄ… z sztywnoÅ›ciÄ… stężeÅ„ prÄ™towych wiotkich [1], jednak można oczekiwać znacznej redukcji sztywnoÅ›ci tarczowej takich pÅ‚yt w czasie eksploatacji obiektu. Uzasadnienie powyższej prognozy wynika z podatnoÅ›ci rdzenia obudowy z pÅ‚yt warstwowych na zjawiska reologiczne. InnÄ… przyczynÄ… przewidywanej redukcji sztywnoÅ›ci obudów obu grup jest możliwa destrukcja korozyjna Å‚Ä…czników. Korozja Å‚Ä…czników obok korozji blach użytych na elementy obudowy warunkujÄ… trwaÅ‚ość caÅ‚ej obudowy. W ogólnym przypadku jest to trwaÅ‚ość dużo mniejsza niż okres eksploatacji budynku, ponieważ praktycznie wszystkie typy lekkich obudów należą do wyrobów, których nie można ani wzmocnić ani też regenerować (należy je wymienić na nowe). Z uwagi na konieczność okresowej wymiany obudowy stalowego szkieletu, w opinii autorów referatu, należy w każdym przypadku obudowy lekkiej zaprojektować co najmniej stężenia montażowe prÄ™towe wiotkie, niezależnie od tego czy obudowa posiada wymaganÄ… sztywność tarczowÄ…. W referacie przedstawiono wyniki badaÅ„ eksperymentalnych noÅ›noÅ›ci Å›cinanej obudowy wykonanej z kaset Å›ciennych oraz pÅ‚yt warstwowych, z uwagi na utratÄ™ zÅ‚ożonej statecznoÅ›ci miejscowej. Badano modele w skali naturalnej, które zostaÅ‚y zaprojektowane wedÅ‚ug zaleceÅ„ konstrukcyjnych ECCS [2], o noÅ›noÅ›ci poÅ‚Ä…czeÅ„ wiÄ™ kszej niż od noÅ›noÅ›ci uwarunkowanej utratÄ… statecznoÅ›ci miejscowej. Ponadto podjÄ™to próbÄ™ analitycznej interpretacji otrzymanych wyników badaÅ„ w ujÄ™ciu deterministycznym i probabilistycznym. 1 Prof. zw. dr hab. inż., Politechnika Krakowska 2 Dr hab. inż. prof. P.K., Politechnika Krakowska 3 Mgr inż., Metal Engineering 176 2. Granice noÅ›noÅ›ci obudowy w stanie prostego Å›cinania Blachy profilowane używane na pokrycia dachów i obudowy Å›cian sÄ… elementami powierzchniowymi, które pracujÄ… na zginanie jako ukÅ‚ady pÅ‚ytowe oraz podlegajÄ… Å›cinaniu jako ukÅ‚ady tarczowe. NoÅ›ność zginanych blach trapezowych jest proporcjonalna do granicy plastycznoÅ›ci stali fy w MPa i wskaznika wytrzymaÅ‚oÅ›ci Weff w m3. OdchyÅ‚ki wymiarowe reprezentowane przez grubość blachy tp w metrach, można uwzglÄ™dnić poprzez bezwymiarowÄ… zmiennÄ… C = tp/tnom, czyli stosunek gruboÅ›ci rzeczywistej do nominalnej. NoÅ›ność przekroju blachy profilowanej w stanie prostego zginania opisuje wzór: t p MR = CfyWeff = fy Weff (1) tnom NoÅ›ność blach obudowy pracujÄ…cych w ukÅ‚adzie tarczowym jest alternatywÄ… noÅ›noÅ›ci poÅ‚Ä…czeÅ„ Vu oraz niestatecznoÅ›ci miejscowej przy Å›cinaniu Vred, czyli VR = min (Vu, Vred). (2) OpierajÄ…c siÄ™ na wytycznych ECCS [2] noÅ›ność poÅ‚Ä…czeÅ„ Å›cinanych można zapisać wzorem t p Vu = fu B = C fu B (3) tnom gdzie fu wytrzymaÅ‚ość dorazna stali użytej na obudowÄ™ , B mnożnik o wymiarze m2. uwzglÄ™dniajÄ…cy Å›rednicÄ™ Å‚Ä…czników d w metrach, liczbÄ™ Å‚Ä…czników (nf w poÅ‚Ä…czeniach głównych lub ns w poÅ‚Ä…czeniach uszczelniajÄ…cych), liczbÄ™ krawÄ™dzi oparcia np, liczbÄ™ kaset w przeponie n, współczynniki korekcyjne ²i i inne. PrzykÅ‚adowo dla poÅ‚Ä…czeÅ„ głównych pojedynczej przepony wykonanej z profili kasetowych Å‚Ä…czonych na wkrÄ™ ty powyższy mnożnik przybiera postać B = 1,9 n nf d tnom (4) a dla poÅ‚Ä…czeÅ„ uszczelniajÄ…cych obowiÄ…zuje zależność tnom 0,5 ëÅ‚ öÅ‚ ²1 B = [2,9 ìÅ‚ ÷Å‚ ns + 1,9 np ] d tnom (5) ìÅ‚ ÷Å‚ d ²3 íÅ‚ Å‚Å‚ OsiÄ…gniÄ™cie stanu granicznego noÅ›noÅ›ci na skutek utraty statecznoÅ›ci miejscowej tarczy ortotropowej ma charakter sprężysty z uwagi na duże smukÅ‚oÅ›ci pÅ‚ytowe pojedynczych faÅ‚d i caÅ‚ej obudowy. Niestateczność zÅ‚ożona Vred w kN/m, jest zÅ‚ożeniem dwóch form niestatecznoÅ›ci: lokalnej Vl - pojedynczej faÅ‚dy i globalnej Vg - caÅ‚ego segmentu obudowy, np. wedÅ‚ug zaleceÅ„ ECCS [2] obowiÄ…zuje zależność VlVg Vred = (6) Vl +Vg NoÅ›ność krytyczna przy obciążeniach stycznych pojedynczej faÅ‚dy, o szerokoÅ›ci bo i nieskoÅ„czonej dÅ‚ugoÅ›ci oraz brzegach swobodnie podpartych, jest opisana wzorem [3]: 2 2 5,35Ä„2 Et t t Ä„2 Et ëÅ‚ öÅ‚ ëÅ‚ öÅ‚ p p p p ìÅ‚ ÷Å‚ Vl = Å"ìÅ‚ ÷Å‚ = 5,35D , D = (7) 2 ìÅ‚ ÷Å‚ ìÅ‚ ÷Å‚ 2 bo bo 12(1- ½ ) 12(1- ½ ) íÅ‚ Å‚Å‚ íÅ‚ Å‚Å‚ 177 Z warunku: Vl = VR = fd tp/" 3 można wyprowadzić wartoÅ›ci progowe współdziaÅ‚ania noÅ›noÅ›ci lokalnej i globalnej E ż e" 2,9 (8) f d We wzorze (7) nie figuruje częściowy współczynnik bezpieczeÅ„stwa, co jest zgodne z konwencjÄ… metody stanów granicznych wg EC 3 [4], lecz nie jest zgodne z odmianÄ… metody stanów granicznych obowiÄ…zujÄ…cÄ… w normach polskich. UwzglÄ™dniajÄ…c współczynnik materiaÅ‚owy Å‚R = 1,20 otrzymujemy kryterium interakcji zharmonizowane z PN [5] E 215 ż e" 2,6 = 82 (9) f f d d Obudowa z kaset o szerokoÅ›ci bk i dÅ‚ugoÅ›ci l różni siÄ™ od tarcz z blachy faÅ‚dowej systemem usztywnieÅ„ elementów pÅ‚askich, który wpÅ‚ywa na lokalnÄ… noÅ›ność krytycznÄ… [2]: 2 2 ëÅ‚ öÅ‚ ëÅ‚ öÅ‚ ìÅ‚ ÷Å‚ ìÅ‚ ÷Å‚ Vl = 8,43E 4 = 8,43Do (10) ìÅ‚ ÷Å‚ ìÅ‚ ÷Å‚ íÅ‚ Å‚Å‚ íÅ‚ Å‚Å‚ gdzie J1 moment bezwÅ‚adnoÅ›ci blachy m4 z usztywnieniami na szerokoÅ›ci bk, w metrach oraz Do = E 4 Å" w kN/m. NoÅ›ność krytyczna pÅ‚yty ortotropowej Vg, o szerokoÅ›ci b i dÅ‚ugoÅ›ci l wedÅ‚ug badaÅ„ Easley`a i Mc Farlanda [6] wynosi 2 ëÅ‚ öÅ‚ Dx ìÅ‚ ÷Å‚ Vg = 36 = 3,65D 4 (11) ÷Å‚ Dy ìÅ‚ íÅ‚ Å‚Å‚ gdzie Dx = EJx /u oraz Dy = Dtp2/Ä„2 w kNm, u dÅ‚ugość rozwiniÄ™cia pojedynczej faÅ‚dy. Wzór (6) można zinterpretować na drodze analizy deterministycznej, lub też zastosować podejÅ›cie probabilistyczne. RozwiÄ…zanie deterministyczne wynika z uogólnienia twierdzenia Papkowicza [7] o koniunkcji sprężystych form niestatecznoÅ›ci lokalnej i globalnej: = + (12) Vg W interpretacji probabilistycznej rondomizujemy Vl, Vg , uznajÄ…c obie formy niestatecznoÅ›ci za zmienne losowe. Wyprowadzenie funkcji noÅ›noÅ›ci zÅ‚ożonej jest szczególnie proste, gdy zakÅ‚ada siÄ™ rozkÅ‚ady prawdopodobieÅ„stw Weibulla o wartoÅ›ciach charakterystycznych VĆ l i Ć Vg , z równymi współczynnikami zmiennoÅ›ci Å dla losowo niezależnych noÅ›noÅ›ci Vl i Vg [8] ëÅ‚ Vred öÅ‚ ÷Å‚ F(Vred) =1-[1-F(Vl )]Å"[1-F(Vg )]= 1-expìÅ‚ -Å (13) ìÅ‚ Ć Vred ÷Å‚ íÅ‚ Å‚Å‚ Ć przy nastÄ™pujÄ…cym okreÅ›leniu wartoÅ›ci charakterystycznej Vred : 178 Ć Ć VlVg Ć Vred = (14) Å ëÅ‚ Vl + Vg ìłŠĆ ŠĆ öÅ‚ ÷Å‚ íÅ‚ Å‚Å‚ W szczególnym przypadku dla Å = 1 wzór (14) pokrywa siÄ™ z formuÅ‚Ä… (6) podanÄ… w zaleceniach ECCS [2]. Zmienne losowe Vl i Vg sÄ… jednak silnie skorelowane poprzez moduÅ‚ sprężystoÅ›ci stali E oraz wymiary geometryczne przekroju tarczy, stÄ…d weryfikacja doÅ›wiadczalna formuÅ‚y (14) może dać pozytywny wynik tylko dla zastÄ™pczych wartoÅ›ci współczynnika zmiennoÅ›ci Å = 1/no : Ć Vg Ć Vred = (15) no Ć ëÅ‚ öÅ‚ Vg no ìÅ‚ ÷Å‚ 1+ ìÅ‚ Ć ÷Å‚ Vl íÅ‚ Å‚Å‚ Realistyczne oszacowanie statystyczne wszystkich parametrów wymagaÅ‚oby uÅ›ciÅ›lenia modelu matematycznego poprzez sformuÅ‚owanie zagadnienia dwuwymiarowego [9]. 3. Weryfikacja doÅ›wiadczalna noÅ›noÅ›ci obudowy poddanej Å›cinaniu Badania doÅ›wiadczalne sztywnoÅ›ci różnych typów lekkiej obudowy opisane w pracy [1], przeprowadzono na obiekcie w skali naturalnej o wymiarach rzutu poziomego 16,00 x 36,00 m i wysokoÅ›ci 7,89 m. Stanowisko badawcze zlokalizowano w linii sÅ‚upów pomiÄ™ dzy osiami 7÷9 nawy dobudowanej do istniejÄ…cej hali, pokazanej schematycznie na rys. 1. Szkielet nowej nawy zostaÅ‚ scalony na okres badaÅ„ w taki sposób aby jego sztywność byÅ‚a maÅ‚a w stosunku do przewidywanej sztywnoÅ›ci badanych obudów. W szczególnoÅ›ci wstrzymano siÄ™ z montażem stężeÅ„ prÄ™towych poÅ‚aciowych i Å›ciennych oraz zrealizowano przegubowe oparcie sÅ‚upów na stopach fundamentowych w kierunku podÅ‚użnym hali, tzn. w kierunku realizowanych obciążeÅ„ testujÄ…cych obudowany szkielet. Badane pole zamkniÄ™ to górÄ… Rys. 1. Schemat stanowiska badawczego 179 ryglem okapowym wykonanym z dwuteownika I 220, a doÅ‚em wykonano podwaliny betonowe o wymiarach 5,20x 1,30x0,27 m. Obciążenia poziome H pola obudowanego zrealizowano poprzez linÄ™ zaczepionÄ… do rygla okapowego. LinÄ™ napinano przeciÄ…garkÄ… szczÄ™kowÄ… WS 16b/16 kN. Badaniami objÄ™to m. in. nastÄ™pujÄ…ce typy lekkiej obudowy: F obudowa w osiach 7÷9 z profili kasetowych Florprofile K110/600 o dÅ‚ugoÅ›ci 11980 mm, z blach o gruboÅ›ci 0,75 mm, H1,H2 obudowa w osiach 7÷8 z profili kasetowych Haironville100/600 SR o dÅ‚ugoÅ›ci 5980 mm, z blach o gruboÅ›ci 0,75 mm; próbÄ™ H2 utworzono poprzez dobudowÄ™ do próby H1 warstwy zewnÄ™trznej z blachy profilowanej HPL 43, H3 obudowa jak wyżej zabudowana w górnej części Å›ciany na wysokoÅ›ci 2, 40 m, M obudowa w osiach 7÷8 z pÅ‚yt warstwowych Metalplast ISOTHERM plus 60 o dÅ‚ugoÅ›ci 5990 mm, z rdzeniem poliuretanowym i gruboÅ›ci blach 0,63/0,55 mm. Ponadto badano: w próbie P podatność ukÅ‚adu ramowego bez obudowy, ze stężeniem prÄ™towym Ć 16 mm zmontowanym w polu pomiÄ™ dzy osiami 7÷8 oraz w próbie O po- datność ukÅ‚adu ramowego bez stężenia prÄ™towego i bez obudowy. Podstawowe dane techniczne badanych obudów podano w tab. 1. Tablica 1. Podstawowe dane techniczne badanych obudów Oznaczenie Opis obudowy Oznaczenie próby wymiar katalogowe Kasety w osiach K 110/600 F t = 0,75 mm 7÷9 12,00x7,20 m Florprofile Kasety w osiach 100/600 SR H1, H2 t = 0,75 mm 7÷8 6,00x7,20 m Haironville Kasety w osiach 100/600 SR H3 t = 0,75 mm 7÷8 6,00x2,40 m Haironville PÅ‚yty warstwowe M Isotherm Plus 60 w osiach 7÷8 6,00x7,00 m Metalplast Obciążenia statyczne szkieletu obudowanego realizowano wprowadzajÄ…c w każdej próbie naciÄ…g wstÄ™pny, po którym stopniowo zwiÄ™ kszano siÅ‚Ä™ napinajÄ…cÄ… linÄ™ (piÄ™ciokrotnie), z utrzymaniem staÅ‚ej siÅ‚y w czasie 15 min. Testowanie prób H1, H2 i H3 zakoÅ„czono po uaktywnieniu siÄ™ deformacji miejscowych blach obudowy, przy strzaÅ‚kach wybrzuszeÅ„ ukoÅ›nych 15÷20 mm, por. fot. 1. Próby F i M z uwagi na planowane badania dynamiczne testowano obciążeniami o wartoÅ›ci ok. 0,5Vu. W żadnej próbie nie stwierdzono trwaÅ‚ych przemieszczeÅ„ ramy ani też deformacji plastycznych obudowy. W trakcie badaÅ„, w żadnej z testowanych prób nie doszÅ‚o do zniszczenia Å‚Ä…czników. Rejestrowano przemieszczenia poziome obudowy w osi rygla okapowego, a otrzymane punkty empiryczne aproksymowano wielomianem i funkcjÄ… liniowÄ… w postaci H = ao u4 + a1 u3 + a2 u2 + a3 u (16) H = aou + a1 (17) 180 Rys. 2. Widok stanowiska badawczego obudowa K110/600 Współczynniki ai , i = 1,2... we wzorach (16) i (17) podano w pracy [1]. Jako kryterium noÅ›noÅ›ci obudowy przyjÄ™ to takÄ… wartość siÅ‚y Å›cinajÄ…cej obudowÄ™ H = Vexp, której odpowiada odchylenie formy nieliniowej od prostej o umownÄ… wartość µ = 5%. Otrzymane na tej drodze wartoÅ›ci noÅ›noÅ›ci empirycznej Vexp zestawiono w kolumnie 2 tab. 2. W kolumnie 3 zestawiono minimalne wartoÅ›ci noÅ›noÅ›ci poÅ‚Ä…czeÅ„ wg wzoru (3) (decydujÄ… wartoÅ›ci dla poÅ‚Ä…czeÅ„ uszczelniajÄ…cych). W kolejnych kolumnach 4 i 5 zestawiono obliczone wzorami (10) i (11) noÅ›noÅ›ci krytyczne utraty statecznoÅ›ci miejscowej lokalnej i globalnej kaset. Tablica 2. Granice noÅ›noÅ›ci lekkiej obudowy wedÅ‚ug badaÅ„ doÅ›wiadczalnych i obliczeÅ„ numerycznych Oznaczenie Vexp Min Vu Vl Vg Vred [kN] Vred [kN] próby [kN] [kN] [kN] [kN] no = 1,0 no = 2,0 1 2 3 4 5 6 7 F 13,4 32,1 19,2 109,4 16,3 18,9 H1 20,6 17,3 16,3 103,4 14,1 16,1 H2 20,6 17,3 16,3 103,4 14,1 16,1 H3 10,7 32,1 16,3 - - - M 5,95 12,8 - - - - 181 Rys. 3. Empiryczne zależnoÅ›ci obciążenie-przemieszczenie w próbach H, M i P 4. Uwagi koÅ„cowe Zestawione w tab. 2 noÅ›noÅ›ci badanych obudów szkieletów stalowych w próbach H wskazujÄ…, że wartoÅ›ci graniczne noÅ›noÅ›ci poÅ‚Ä…czeÅ„ i utraty statecznoÅ›ci miejscowej zostaÅ‚y zaprojektowane poprawnie ponieważ nie różniÄ… siÄ™ w sposób znaczÄ…cy. Należy uÅ›ciÅ›lić, że Å‚Ä…czniki w poÅ‚Ä…czeniach głównych we wszystkich próbach przyjÄ™ to wedÅ‚ug zaleceÅ„ ECCS [2] co 200 mm, natomiast poÅ‚Ä…czenia poÅ›rednie i uszczelniajÄ…ce sÄ… zróżnicowane (co 300 lub 600 mm). W Å›wietle empirycznych wartoÅ›ci noÅ›noÅ›ci obudowy Vexp otrzymanych w próbach H1 i H2, wpÅ‚ywy zróżnicowania rozstawu tych Å‚Ä…czników nie sÄ… istotne. Weryfikacja doÅ›wiadczalna formuÅ‚y noÅ›noÅ›ci zredukowanej Vred zapisanej wzorem (6) wskazuje, że jest to oszacowanie bezpieczne (por. kolumna (6) w tab. 2). Uogólnienie powyższej formuÅ‚y wedÅ‚ug wzoru (15), wyprowadzone z modelu noÅ›noÅ›ci losowej pÅ‚yty ortotropowej, wskazuje że możliwe jest podniesienie granicy noÅ›noÅ›ci Vred (por. kolumna (7) w tab. 2). FormuÅ‚a (15) z wyspecyfikowanym wykÅ‚adnikiem imperfekcji no = 2 jest identyczna z normowÄ… górnÄ… granicÄ… niestatecznoÅ›ci ogólnej prÄ™ta Å›ciskanego osiowo wedÅ‚ug PN-90/B-03200. Taki wynik należy uznać za poprawny, ponieważ wpÅ‚yw niestatecznoÅ›ci miejscowej jest zwykle sÅ‚abszy niż wpÅ‚yw utraty statecznoÅ›ci ogólnej. Podawane w bogatej literaturze specjalistycznej dla lekkiej obudowy wzory na noÅ›ność lokalnÄ… Vl, globalnÄ… Vg, noÅ›ność poÅ‚Ä…czeÅ„ Vu i inne, sÄ… pozbawione częściowych współczynników bezpieczeÅ„stwa, czyli opisujÄ… wartoÅ›ci tzw. centralne z punktu widzenia teorii niezawodnoÅ›ci. FormuÅ‚ujÄ…c kryteria noÅ›noÅ›ci wedÅ‚ug konwencji metody stanów granicznych, należy do tych wzorów wprowadzić współczynnik materiaÅ‚owy Å‚R > 1. Na koniec należy wskazać na trudnoÅ›ci modelowe jakie wynikajÄ… z próby interpretacji wyników testów H3 obudowa niepeÅ‚na w górnej części szkieletu stalowego oraz 182 M obudowa z pÅ‚yt warstwowych z rdzeniem poliuretanowym. Powyższe kwestie bÄ™dÄ… przedmiotem dalszych badaÅ„ i analiz. Badania doÅ›wiadczalne podatnoÅ›ci lekkiej obudowy przeprowadziÅ‚ Zespół Badawczy Laboratorium Badania OdksztaÅ‚ceÅ„ i DrgaÅ„ Budowli Instytutu Mechaniki Budowli pod kierunkiem prof. dr hab. inż. Romana Ciesielskiego i inż. Antoniego AbrataÅ„skiego. Literatura [1] FISZER P. GWÓyDy M., Charakterystyki sztywnoÅ›ci lekkiej obudowy szkieletów stalowych. Inżynieria i Budownictwo, Nr 3/2001, s. 164-167. [2] European Recommendations for the Application of Metal Sheeting Acting as a Diaphgram. Stressed Skin Design. ECCS Committee TC 7, TWG 7.5, 1995. [3] TIMOSHENKO S. P., GERE J. M., Teoria statecznoÅ›ci sprężystej. Arkady, 1963. [4] ENV 1993-1/2., Eurocode 3. Design of steel structures. Part 1-1: general rules and rules for buildings. (September 2001). [5] PN-90/B-03200., Konstrukcje stalowe. Obliczenia statyczne i projektowanie. [6] BAEHRE R., Zur Schubfeldwirkung und Bemessung von Kassettenkonstruktionen. Der Stahlbau, 7/1987, s. 197-202. [7] PAPKOWICZ P. F., Nieskolko obszczich tieoriem otniasjaszczichsja ku ustojcziwosti uprugich sistiem. Trudy Leningradskogo Korabliestwiennogo Instituta. Nr 1/1937. [8] MURZEWSKI J., Niezawodność konstrukcji inżynierskich. Arkady, Warszawa 1989. [9] GWÓyDy M., Zagadnienia noÅ›noÅ›ci losowej prÄ™tów metalowych. Zeszyt Naukowy nr 4, Politechnika Krakowska, 1997. LIMIT SHEARING RESISTANCE OF LIGHT WEIGHT SHEETINGS IN STEEL SKELETON STRUCTURES Summary The report gives the results of experimental investigations of carrying capacity of wall cladding made of cassettes and sandwich panels with regard to local buckling. Models in natural scale designed according to structural advice of ECCS of carrying capacity of joints greater than that of local buckling were investigated. Attempt was made at analytical interpretation of the obtained investigation results in deterministic and probabilistic presentation.