Обоснование применения сборно-разборных быстро собираемых конструкций

1.

ФОНДА ПОДДЕРЖКИ И РАЗВИТИЯ СЕЙСМОСТОЙКОГО СТРОИТЕЛЬСТВА "ЗАЩИТА И БЕЗОПАСНОСТЬ ГОРОДОВ" СЕЙСМОФОНД

2.

ОРГАН ПО СЕРТИФИКАЦИИ: ФГБОУ СПб ГАСУ № RA.RU.21 СТ39 от 27.05.2015, 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4,
организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ОГРН: 1022000000824, т/ф (812) 694-78-10, (996)798-26-54, (994) 434-44-70
[email protected] (аттестат № RA.RU.21СТ39, выдан 27.05.2015)
ФОНДА ПОДДЕРЖКИ И РАЗВИТИЯ СЕЙСМОСТОЙКОГО СТРОИТЕЛЬСТВА "ЗАЩИТА
И БЕЗОПАСНОСТЬ ГОРОДОВ" "СЕЙСМОФОНД"
олное наименование
окращенное наименование
ОГРН
ИНН
ПП
Юридический адрес
Организация «СЕЙСМОФОНД»
1022000000824
2014000780
201401001
364024, г.Грозный, ул. им. С.Ш. Лорсанова, д.6
190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4 ( ФГБОУ СПб ГАСУ ) ОГРН:
1022000000824
Фактический адрес
елефон и факс
резидент
т/ф (812) 694-78-10 [email protected]
Мажиев Хасан Нажоевич
21.12 Деятельность профессиональных организаций
ОКВЭД
ОКПО
ОКАТО
азвание банка СБЕР 2202 2006 4085 5233
СБЕР № 40817810455030402987
45270815
96401364
Счет получателя
асчетный счет
ИК
орреспондентский счет
ttp://188.254.71.82/rao_rf_pub/?show=view&id_object=DCB44608D54849B2A27CFEFEBEF970D4
идетельства, аттестаты и ккредитация. Подробнее в zip архиве на сайте : seismofond.ru
Счет получателя СБЕР № 40817810455030402987
40817810555031236845
044030653
30101810500000000653

3.

Организацией "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ ОГРН 1022000000824 ИНН 2014000780 по
просьбе "Автодора" разработала и провела лабораторные испытания сдвигового
компенсатора проф дтн ПГУП Уздина А М составила техническое свидетельство ,
выпустила после испытаний узлов и фрагментов сдвигового компенсатора для сборноразборных быстро собираемых автомобильных (однорядных) мостов сертификаты
для армейской сборки для испытаний надвижного моста при перепораве через Днепр для
автомобильных, сборно-разборного надвижного пролетного строения армейского моста с
быстросъемными упругопластичными компенсаторами, со сдвиговой фрикционнодемпфирующей прочностью и сообщает следующее.
Для утверждения технико-экономического обоснования сборно-разборных надвижных
пролетных строений автомобильного быстро собираемого автомобильногоь моста с
упругими компенсаторами , гасителям напряжении в узлах соединениях при
вибрационных и динамических нагрузках от проходящей военной гусеничной техники и
грузового транспорта более 80 тонн, для согласования в Государственной компании
разработан и введен действие дополнительного армейского стандарта организацией СТО
АВТОДОР 2.17-2015 «Методические рекомендации по технико- экономическому
обоснованию применения временных мостов (эстакад, путепроводов) на дорогах
Государственной компании «Автодор», утвержденный приказом от 15.07.2015 № 142.
Поэтому подготовлены технические свидетельства , сертификаты для
согласования и уточнения предложения организации "Сейсмофонд " при
СПб ГАСУ и включения в СТО АВТОДОР 2.17-2015 новый армейский
стандарт и быстро собираемых конструкций автомобильного сборноразборного мостового перехода

4.

в качестве отдельного варианта, с подготовкой соответствующих
обосновывающих материалов для их дальнейшего рассмотрения
ПЕРСПЕКТИВ ПРИМЕНЕНИЯ БЫСТРО-ВОЗВОДИМЫХ МОСТОВ И
ПЕРЕПРАВ из стальных конструкций покрытий производственных
здании пролетами 18, 24 и 30 м с применением замкнутых гнутосварных
профилей прямоугольного сечения типа «Молодечно» (серия 1.460.3-14
ГПИ «Ленпроектстальконструкция» ) для системы несущих элементов и
элементов проезжей части армейского сборно-разборного пролетного
надвижного строения железнодорожного моста, с быстросъемными
упругопластичными компенсаторами гасителем вибрационных напряжений
от динамических нагрузок от прохождения гусеничной груженной
военной техники ( Т-72 весит 80 тонн ) с боприпасами , со сдвиговой
фрикционно-демпфирующей жесткостью
Выводы Перспективы применения быстровозводимых мостов и переправ
очевидны. Не имея хорошей методической, научной, технической и
практической базы, задачи по быстрому временному восстановлению
мостовых переходов будут невыполнимы. Это приведет к предсказуемым
потерям Русское армии при переправе через реку Днепр

5.

Организация Сейсмофонд при СПб ГАСУ Уважаемые товарищи братья
и сестры !
Сейсмофонд рассмотрел Ваше обращение от 29.08.2022 № П-4104 по
вопросу автомобильного сборно-разборного надвижного пролетного
строения армейского моста с быстросъемными упругопластичными
компенсаторами, со сдвиговой фрикционно-демпфирующей прочностью и
сообщает следующее.
В Государственной компании разработан и введен действие стандарт
организации СТО АВТОДОР 2.17-2015 «Методические рекомендации по
технико- экономическому обоснованию применения временных мостов
(эстакад, путепроводов) на дорогах Государственной компании «Автодор»,
утвержденный приказом от 15.07.2015 № 142.
Прошу подготовить и направить детализированные предложения по
включению в СТО АВТОДОР 2.17-2015 Вашей конструкции автомобильного
сборно- разборного мостового перехода в качестве отдельного варианта, с
подготовкой соответствующих обосновывающих материалов для их
дальнейшего рассмотрения.

6.

7.

АВТОДОР ГОСУДАРСТВЕННАЯ КОМПАНИЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ КОМПАНИЯ
«РОССИЙСКИЕ АВТОМОБИЛЬНЫЕ ДОРОГИ» (ГОСУДАРСТВЕННАЯ КОМПАНИЯ
«АВТОДОР») Страстной б-р, д. 9, Москва, 127006 тел.: (495) 727-11-95, факс: (495) 24907-72 e-mail: [email protected] www.ruhw.ru
П. Кадашов [email protected]
Уважаемые коллеги!
Государственная компания рассмотрела Ваше обращение от 29.08.2022 № П-4104 по
вопросу автомобильного сборно-разборного надвижного пролетного строения армейского
моста с быстросъемными упругопластичными компенсаторами, со сдвиговой
фрикционно-демпфирующей прочностью и сообщает следующее.
В Государственной компании разработан и введен действие стандарт организации
СТО АВТОДОР 2.17-2015 «Методические рекомендации по технико- экономическому
обоснованию применения временных мостов (эстакад, путепроводов) на дорогах
Государственной компании «Автодор», утвержденный приказом от 15.07.2015 № 142.
Прошу подготовить и направить детализированные предложения по включению в СТО
АВТОДОР 2.17-2015 Вашей конструкции автомобильного сборно- разборного мостового
перехода в качестве отдельного варианта, с подготовкой соответствующих
обосновывающих материалов для их дальнейшего рассмотрения.
Приложение: СТО АВТОДОР 2.17-2015 на 98 л. Заместитель директора
Департамента проектирования, технической политики и инновационных технологий
Виноградова Анастасия Сергеевна Тел. 8(495) 727-11-95 доб. 34-86

8.

Заключение по использованию упругопластического сдвигового компенсатора
гасителя сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических
фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного
армейского моста
1. Штыревые монтажные соединения секций разборного пролетного строения
временного моста позволяют существенно ускорить процесс возведения и
последующей разборки конструкций, однако при этом являются причиной увеличения
общих деформаций пролетного строения, кроме упругопластического сдвигового
компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для быстрособираемых на
антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного
железнодорожного армейского моста проф дтн ПГУПС А.М.Уздина
2. Штатное двухпутное движение при двухсекционной компоновке конструкций
САРМ под современной автомобильной нагрузкой не обеспечено прочностью как
основного сечения секций, так и элементов штыревых соединений, а использование
упругопластического сдвигового , компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для
быстро собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для
сборно–разборного железнодорожного армейского моста , все напряжения снимает

9.

3. В металле элементов штыревых соединений при современной нагрузке
накапливаются пластические деформации, приводящие к выработке контактов
«штырь-проушина» и нарастанию общих деформаций (провисов), а
упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель сдвиговых напряжений для
быстрособираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для
сборно–разборного железнодорожного армейского моста гасить напряжения
4. Ускорению процесса износа элементов штыревых соединений способствует
многократная сборка-разборка пролетных строений и их эксплуатация под
интенсивной динамической нагрузкой и не гасит сдвиговых напряжений для быстро
собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–
разборного железнодорожного армейского моста
5. Образующийся провис пролетного строения создает ненормативное состояние
продольного профиля ездового полотна, снижающее пропускную способность и
безопасность движения, упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель
сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционноподвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского
моста сдвиговый нагрузки «поглощает»

10.

6. Изначально разборные конструкции САРМ проектировались под нужды военного
ведомства для мобильного и кратковременного применения и штыревые монтажные
соединения в полной мере соответствуют такому назначению. При применении в
гражданском строительстве эту особенность следует учитывать в разработке
проектных решений, назначении и соблюдении режима эксплуатации, например
путем уменьшения полос движения или увеличения числа секций в поперечной
компоновке, а использование сдвигового компенсатора, гасителя сдвиговых
напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных
соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского моста исключает
обрушение железнодорожного моста
Дальнейшие исследования видятся в аналитическом обзоре применяемых
конструкций разборных мостов, разработке отвечающих современным требованиям
проектных решений вариантов поперечной и продольной компоновки пролетных
строений с использованием упругопластических , сдвиговых компенсатор, которые
гасят, сдвиговые напряжения для быстро собираемых, на антисейсмических
фрикционно-подвижных соединениях , для отечественного сборно–разборного
железнодорожного армейского моста «Уздина»

11.

Выводы Перспективы применения быстровозводимых мостов и переправ
очевидны. Не имея хорошей методической, научной, технической и практической
базы, задачи по быстрому временному восстановлению
мостовых переходов будут невыполнимы. Это приведет к предсказуемым потерям
Преодоление водных препятствий всегда было существенной проблемой для армии. Все изменилось в начале 1983 году
благодаря проф дтн ЛИИЖТ А.М.Уздину , который получил патент № 1143895, 1168755, 1174616, 2550777 на сдвиговых
болтовых соединениях, а инженер -механик Андреев Борис Иванович получил патент № 165076 "Опора сейсмостойкая" и №
2010136746 "Способ защита здания и сооружений ", который спроектировал необычный сборно-разборный армейский
универсальный железнодорожный мост" с использование антисейсмических фланцевых сдвиговых компенсаторов,
пластический сдвиговой компенсатор ( Сдвиговая прочность при действии поперечной силы СП 16.13330.2011, Прочностные
проверки SCAD Закон Гука ) для сборно-разборного моста" , названный в честь его имени в честь русского ученого,
изобретателя "Мост Уздина". Но сборно-разборный мост "ТАЙПАН" со сдвиговым компенсатором проф дтн ПГУПС Уздина ,
пока на бумаге. Sborno-razborniy bistrosobiraemiy universalniy most UZDINA PGUPS 453 str https://ppt-online.org/1162626
https://disk.yandex.ru/d/iCyG5b6MR568RA
Зато, западные партнеры из блока НАТО , уже внедрили похожие изобретения проф дтн ПГУПС Уздина А М. по использованию
сдвигового компенсатора под названием армейский Bailey bridge при использовании сдвиговой нагрузки, по заявке на
изобретение № 2022111669 от 27.04.2022 входящий ФИПС 024521 "Конструкция участка постоянного железобетонного моста
неразрезной системы" , № 2021134630 от 06.05.2022 "Фрикционно-демпфирующий компенсатор для трубопроводов",
а20210051 от 29 июля 2021 Минск "Спиральная сейсмоизолирующая опора с упругими демпферами сухого терния" . № а
20210217 от 23 сентября 2021, Минск " Фланцевое соединение растянутых элементов трубопровода со скошенными
торцами"
Однако, на переправе Северский Донец из выжило очень мало русский солдат. В Луганской области при форсировании реки
Северский Донец российская армия потеряла много военнослужащих семьдесят четвёртой мотострелковой бригады из-за
отсутствия на вооружение наплавных ложных мостов , согласно изобретениям № 185336, № 77618. Об этом сообщил
американский Институт изучения войны. "11 мая украинская артиллерия с гаубиц М 777 уничтожила российские понтонные мосты
и плотно сконцентрированные вокруг них российские войска и технику, в результате чего, как сообщается, погибло много русских

12.

солдат и было повреждено более 80 единиц техники», — отмечается в публикации. По оценке института, войска РФ допустили
значительные тактические ошибки при попытке форсирования реки в районе Кременной, что привело к таким потерям. Ранее в
Институте изучения войны отмечали, что российские войска сосредотачиваются на битве за Северодонецк, отказавшись от плана
крупномасштабного окружения ВСУ и выхода на административные границы Донецкой области
https://disk.yandex.ru/i/3ncRcfqDyBToqg
Administratsiya Armeyskie mosti uprugoplasticheskim sdvigovoy jestkostyu 176 str
https://ppt-online.org/1235168
Среди прочих мостов , в том числе и современных разборных конструкций мостов, особое место занимает
средний автомобильный разборный мост (САРМ), разработанный в 1968 г. и модернизированный в 1982 г. для
нужд Минобороны СССР. В процессе вывода накопленных на хранении комплектов САРМ в гражданский сектор
строительства выяснилась значительная востребованность этих конструкций, обусловленная следующими
их преимуществами: полная укомплектованность всеми элементами моста, включая опоры; возможность
перекрытия пролетов 18,6, 25,6, 32,6 м с габаритами ездового полотна 4,2 м при однопутном и 7,2 м при
двухпутном проезде. Паспортная грузоподъемность обозначена как 40 т при однопутном проезде и 60 т при
двухпутном проезде.
Так как по ряду геометрических и технических параметров конструкции САРМ не в полной мере
соответствуют требованиям современных норм для капитальных мостов, то применение их ориентировано
в основном как временных.
Следует отметить, что при незначительной доработке - постановке современных ограждений и
двухпутной поперечной компоновке секций для однополосного движения можно добиться соответствия
требуемым геометрическим параметрам ездового полотна и общей грузоподъемности для мостов на
дорогах общего пользования IV и V технической категории.
В статье рассматривается конструктивная особенность штыревых монтажных соединений секций
разборного пролетного строения как фактор, определяющий грузоподъемность, характер общих деформаций
и в итоге влияющий на транспортно- эксплуатационные характеристики мостового сооружения.

13.

Целью настоящего исследования является анализ работы штыревых монтажных соединений секций
пролетного строения САРМ с оценкой напряженного состояния элементов узла соединения. Новизной в
рассмотрении вопроса полагаем оценку прочности элементов штыревых соединений и ее влияние на общие
деформации - прогибы главных балок.
Ключевые слова: пролетное строение; нижний пояс; верхний пояс; штыревое соединение; проушина;
прочность; прогиб, методом оптимизации и идентификации статических задач теории устойчивости надвижного
армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил в ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в механике
деформируемых сред и конструкций с учетом сдвиговой прочности при математическом моделировании.
Введение
Наряду с постоянными, капитальными мостами на автомобильных дорогах общего пользования
востребованы сооружения на дорогах временных, объездных, внутрихозяйственных с приоритетом сборноразборности и мобильности конструкций надвижного армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил
в ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в механике деформируемых сред и конструкций с учетом сдвиговой прочности при
математическом моделировании методом оптимизации и идентификации статических задач теории устойчивости
надвижного армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил в ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в
механике деформируемых сред и конструкций с учетом сдвиговой прочности при математическом моделировании.
. Прокладка новых дорог, а также ремонты и реконструкции существующих неизбежно сопровождаются
временными мостами, первоначально пропускающими движение основной магистрали или решающими
технологические задачи строящихся сооружений. Подобные сооружения могут быть пионерными в развитии
транспортных сетей регионов с решением освоения удаленных сырьевых районов.
В книге А.В. Кручинкина «Сборно-разборные временные мосты» *1+ сборно-разборные мосты
классифицированы как временные с меньшим, чем у постоянных мостов сроком службы, обусловленным
продолжительностью выполнения конкретных задач. Так, для пропуска основного движения и обеспечения

14.

технологических нужд при строительстве нового или ремонте (реконструкции) существующего моста срок
службы временного определен от нескольких месяцев до нескольких лет. Для транспортного обеспечения
лесоразработок, разработки и добычи полезных ископаемых с ограниченными запасами временные мосты
могут служить до 10-20 лет *1+. Временные мосты применяют также для обеспечения транспортного
сообщения сезонного характера и для разовых транспортных операций.
Особая роль отводится временным мостам в чрезвычайных ситуациях, когда решающее значение имеют
мобильность и быстрота возведения для срочного восстановления прерванного движения транспорта.
В силу особенностей применения к временным мостам как отдельной ветви мостостроения уделяется
достаточно много внимания и, несмотря на развитие сети дорог, повышение технического уровня и
надежности постоянных сооружений, задача совершенствования временных средств обеспечения переправ
остается актуальной *2+.
Что касается материала временных мостов, то традиционно применялась древесина как широко
распространенный и достаточно доступный природный ресурс. В настоящее время сталь, конкурируя с
железобетоном, активно расширяет свое применение в сфере мостостроения становясь все более
доступным и обладающим лучшим показателем «прочность-масса» материалом. Давно проявилась
тенденция проектирования и строительства стальных пролетных строений постоянных мостов даже
средних и малых, особенно в удаленных территориях с недостаточной транспортной доступностью и слабо
развитой
инфраструктурой. Разумеется, для мобильных и быстровозводимых временных мостов сталь - давно
признанный и практически единственно возможный материал.
Конструктивное развитие временных мостов можно разделить на следующие направления:
• цельноперевозимые конструкции максимальной заводской готовности, как например «пакетные»
пролетные строения, полностью готовые для пропуска транспорта после их установки на опоры *3+;

15.

• складные пролетные строения, способные трансформироваться для уменьшения габаритов при их
перевозке1 *4+;
• сборно-разборные2 *5; 6+.
Разборность конструкций обусловлена необходимостью в перекрытии пролетов длиной, превышающей
габаритные возможности транспортировки, отсюда и большое разнообразие исполнения временных мостов
такого типа. Членение пролетного строения на возможно меньшие части с целью ускорения и удобства
сборки наиболее удачно реализовано в Российской разработке «Тайпан» (патент РФ 1375583) или
демпфирующий упругопластичный компенсатор гаситель сдвиговых напряжений с учетом сдвиговой жесткости в ПК SCAD
( согласно СП 16.1330.2011 SCAD п.7.1.1- антисейсмическое фланцевое фрикционно-подвижное соединение) для сборноразборного быстрособираемого армейского моста из стальных конструкций покрытий производственных здании
пролетами 18, 24 и 30 м. с применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа «Молодечно»
(серия 1.460.3-14 ГПИ «Ленпроектстальконструкция» ) для системы несущих элементов и элементов проезжей части
армейского сборно-разборного пролетного надвижного строения железнодорожного моста, с быстросъемными
упругопластичными компенсаторами, со сдвиговой фрикционно-демпфирующей прочностью, согласно заявки на
изобретение «КОНСТРУКЦИЯ УЧАСТКА ПОСТОЯННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ СИСТЕМЫ, ВОССТАНОВЛЕННОГО
С ПРИМЕНЕНИЕМ типовых структурных серии 1.460.3-14 ГПИ "Ленпроектстальконструкция", стальные конструкции покрытий
производственных» № 2022111669 от 25.05.2022, «Сборно-разборный железнодорожный мост» № 2022113052 от 27.05.2022,
«Сборно-разборный универсальный мост» № 2022113510 от 21.06.2022, «Антисейсмический сдвиговой компенсатор для гашения
колебаний пролет. строения моста» № 2022115073 от 02.06.2022 и на осн. изобрет 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165076, 858604, 154506, в которой отдельные «модули» не только упрощают сборку-разборку без
привлечения тяжелой техники, но и являются универсальными монтажными марками, позволяющими
собирать мосты разных габаритов и грузоподъемности *7; 8+.
Основные параметры некоторых инвентарных сборно-разборных мостов
Ожидаемо, что сборно-разборные мобильные мостовые конструкции приоритетным образом
разрабатывались и выпускались для нужд военного ведомства и с течением времени неизбежно попадали в
гражданский сектор мостостроения. Обзор некоторых подобных конструкций приведен в ссылке

16.

ВЛИЯНИЕ МОНТАЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СЕКЦИЙ РАЗБОРНОГО МОСТА НА ЕГО НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ
ТОМИЛОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ 1
1
ФГБОУ ВО «Тихоокеанский государственный университет», Хабаровск Россия
https://elibrary.ru/item.asp?id=43813437
Временные мосты необходимы для обеспечения движения при возведении или ремонте (реконструкции)
капитальных мостовых сооружений, оперативной связи прерванных путей в различных аварийных ситуациях,
для разовых или сезонных транспортных сообщений.
В мостах такого назначения целесообразны мобильные быстровозводимые конструкции многократного
применения. Инвентарные комплекты сборно-разборных мостов разрабатывались и производились прежде
всего в интересах военного ведомства, но в настоящее время широко востребованы и применяются в
гражданском секторе мостостроения в силу их экономичности, мобильности, доступности в
транспортировке. Среди прочих, в том числе и современных разборных конструкций мостов, особое место
занимает средний автомобильный разборный мост (САРМ), разработанный в 1968 г. и модернизированный в
1982 г. для нужд Минобороны СССР. В процессе вывода накопленных на хранении комплектов САРМ в
гражданский сектор строительства выяснилась значительная востребованность этих конструкций,
обусловленная следующими их преимуществами: полная укомплектованность всеми элементами моста,
включая опоры; возможность перекрытия пролетов 18,6, 25,6, 32,6 м с габаритами ездового полотна 4,2 м при
однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде...
Однако, смотрите ссылку антисейсмический сдвиговой фрикционнодемпфирующий компенсатор, фрикци-болт с гильзой, для соединений
секций разборного моста https://ppt-online.org/1187144

17.

Более подробно смотри автора статьи ТОМИЛОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ ВЛИЯНИЕ МОНТАЖНЫХ
СОЕДИНЕНИЙ СЕКЦИЙ РАЗБОРНОГО МОСТА НА ЕГО НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ
https://elibrary.ru/item.asp?id=43813437
Most Bailey bridge USA kompensator uprugoplastichniy gasitel napryajeniy 390 str
https://ppt-online.org/1235890
Mistroy tex zadanie dogovor proektirovanie sborno-razbornix mostov 500 str
https://ppt-online.org/1237042 https://t-s.today/PDF/25SATS220.pdf
Несмотря на наличие современных разработок *7; 8+, инвентарные комплекты сборно-разборных мостов в
процессе вывода их из мобилизационного резерва широко востребованы в гражданском секторе
мостостроения в силу их экономичности, мобильности, доступности в транспортировке и многократности
применения *9; 10+.
Среди описанных в таблице 1 инвентарных комплектов мостов особое место занимает САРМ (средний
автомобильный разборный мост) 4 . Разработанный в 1968 г. и модернизированный в 1982 г. инвентарный
комплект позволяет перекрывать пролеты 18,6, 25,6 и 32,6 м с габаритом ездового полотна 4,2 м при
однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде (рисунок 1). Удобный и эффективный в применении комплект
САРМ в процессе вывода накопленных на хранении конструкций в гражданский сектор строительства показал
значительную востребованность, обусловленную, кроме отмеченных выше преимуществ также и полную
укомплектованность всеми элементами моста, включая опоры. Факт широкого применения конструкций
САРМ в гражданском мостостроении отмечен тем, что федеральное дорожное агентство «Росавтодор» в
2013 году выпустило нормативный документ ОДМ 218.2.029 - 20135, специально разработанный для
применения этого инвентарного комплекта.

18.

К недостаткам проекта САРМ следует отнести несоответствия некоторых его геометрических и
конструктивных параметров действующим нормам проектирования: габариты ездового полотна 4,2 м при
однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде, также штатные инвентарные ограждения (колесоотбои) не
соответствуют требованиям действующих норм СП 35.1333.20116, ГОСТ Р 52607-20067, ГОСТ 26804-20128.
Выполнение требований указанных выше норм может быть обеспечено ограничением двухсекционной
поперечной компоновки однопутным проездом с установкой добавочных ограждений *10+ или нештатной
поперечной компоновкой в виде трех и более секций, рекомендуемой нормами ОДМ 218.2.029
20135.
Пролетное строение среднего автомобильного разборного моста (САРМ) в продольном направлении
набирается из средних и концевых секций расчетной длиной 7,0 и 5,8 м соответственно. Количество средних
секций (1, 2 или 3) определяет требуемую в каждом конкретном случае длину пролета 18,6, 25,6, 32,6 м
(рисунок 1).
Объединение секций в продольном направлении в сечениях 3 (рисунок 1) выполняется с помощью штырей,
вставляемых в отверстия (проушины) верхнего и нижнего поясов секций. В поперечном направлении в стыке
одной секции расположены два штыревых соединения в уровне верхнего и два - в уровне нижнего пояса (рисунок
2).
4 Средний автодорожный разборный мост. Техническое описание и инструкция по эксплуатации /
Министерство обороны СССР. -М.: Военное изд-во мин. обороны СССР, 1982. - 137 с.
5 Методические рекомендации по использованию комплекта среднего автодорожного разборного моста
(САРМ) на автомобильных дорогах в ходе капитального ремонта и реконструкции капитальных
искусственных сооружений: Отраслевой дорожный методический документ ОДМ 218.2.029 - 2013. - М.:
Федеральное дорожное агентство (РОСАВТОДОР), 2013. - 57 с.

19.

6 Свод правил. СП 35.13330.2011. Мосты и трубы. Актуализированная редакция СНиП 2.05.03-84* (с
Изменениями № 1, 2) / ОАО ЦНИИС. - М.: Стандартинформ, 2019.
7 ГОСТ Р 52607-2006. Технические средства организации дорожного движения. Ограждения дорожные
удерживающие боковые для автомобилей. Общие технические требования / ФДА Минтранса РФ, ФГУП
РосдорНИИ, Российский технический центр безопасности дорожного движения, ОАО СоюздорНИИ, МАДИ (ГТУ),
ДО БДД МВД России, НИЦ БДДМВД России. - М.: Стандартинформ, 2007, - 21 с.
8 ГОСТ 26804-2012. Ограждения дорожные металлические барьерного типа. Технические условия / ЗАО
СоюздорНИИ, ФГУП РосдорНИИ, ООО НПП «СК Мост». - М.: Стандартинформ, 2014, - 24 с.
Страница 4 из 14
25SATS220
1 - концевая секция; 2 - средняя секция; 3 - сечения штыревых соединений секций
Рисунок : Томилова Сергей Николаевича вставлен

20.

Рисунок 1. Фасад пролетного строения разборного моста САРМ с вариантами длины 18,6 м (а), 25,6 м (б), 32,6
м (в) (разработано автором)
Каждое соединение верхнего пояса секций включает тягу в виде пластины с двумя отверстиями и два
вертикальных штыря, а соединение нижнего пояса выполнено одним горизонтальным штырем через
проушины смежных секций (рисунок 4).
Таким образом, продольная сборка пролетного строения осуществляется путем выгрузки и проектного
расположения секций, совмещения проушин смежных секций и постановки штырей.

21.

1 - штыревые соединения верхнего пояса; 2 - штыревые соединения нижнего пояса; а - расстояние между осями
штыревых соединений
Рисунок 2. Двухсекционная компоновка поперечного сечения пролетного строения (разработано автором)
Постановка задачи
Штыревое соединение секций пролетных строений позволяет значительно сократить время выполнения
работ, но это обстоятельство оборачивается и недостатком - невозможностью обеспечения плотного

22.

соединения при работе его на сдвиг. Номинальный диаметр соединительных штырей составляет 79 мм, а
отверстий под них и проушин - 80 мм.
Разница в 1 мм необходима для возможности постановки штырей при сборке пролетных строений.
Цель настоящего исследования - оценить напряженное состояние узла штыревого соединения, сравнить
возникающие в материале элементов соединения напряжения смятия и среза с прочностными параметрами
стали, возможность проявления пластических деформаций штыря и проушин и как следствие - их влияние на
общие деформации пролетного строения.
Штыревые соединения как концентраторы напряжений в конструкциях мостов уже привлекали внимание
исследователей *11+ и также отмечался характерный для транспортных сооружений фактор длительного
циклического воздействия *8+. Изначально неплотное соединение «штырь-проушина» и дальнейшая его
выработка создает концентрацию напряжения до 20 % против равномерного распределения *11+, что может
привести к ускорению износа, особенно с учетом цикличного и динамического воздействия подвижной
автотранспортной нагрузки.
В настоящей статье рассмотрены напряжения смятия и деформации в штыревых соединениях и как их
следствие - общие деформации (прогибы) пролетного строения. Оценка напряженного состояния в соединении
выполнена исходя из гипотезы равномерного распределения усилий по расчетным сечениям.
Сравнительный расчет выполним для распространенного пролета 32,6 м в следующей
последовательности: прочность основного сечения одной секции при изгибе; прочность штыревого
соединения по смятию металла проушин; прочность металла штыря на срез.
Паспортная (проектная) грузоподъемность при двухсекционной поперечной компоновке и двухпутном
ездовом полотне - временные вертикальные нагрузки Н-13, НГ-60 по нормам СН 200-621. Так как конструкции
САРМ запроектированы на нагрузки, уступающие современным, то для обеспечения приемлемой
грузоподъемности можно использовать резервы в компоновке - например двухсекционная поперечная
компоновка будет пропускать только одну полосу движения, что на практике зачастую не организовано и

23.

транспорт движется двумя встречными полосами. Рассмотрим именно такой случай и в качестве полосной
автомобильной нагрузки примем А11 по СП 35.1333.20116, хотя и меньшую, чем принятая для нового
проектирования А14, но в полной мере отражающую состав транспортных средств регулярного поточного
движения. При постоянстве поперечного сечения по длине пролета и исходя из опыта проектирования для
оценочного усилия выбираем изгибающий момент.
В работе основного сечения одной секции при изгибе участвуют продольные элементы верхнего и нижнего
пояса: верхним поясом являются лист настила шириной 3,0 м, продольные швеллеры и двутавры № 12;
нижним поясом являются два двутавра № 23Ш2 (рисунок 3).
Предельный момент, воспринимаемый основным сечением секции (рисунок 3)
где Ry = 295 МПа - расчетное сопротивление стали 15ХСНД; I - момент инерции сечения секции
относительно оси изгиба; - максимальная ордината расчетного сечения относительно оси изгиба.
1 - лист настила толщиной 0,006м; 2 - швеллер № 12 по ГОСТ 8239; 3 - двутавр № 12 по ГОСТ 8240; 4 - двутавр
№ 23Ш2 по ТУ 14-2-24-72

24.

Рисунок 3. Поперечное сечение секции пролетного строения САРМ с выделением продольных элементов с
функциями верхнего и нижнего пояса при изгибе (разработано автором)
Данные расчета по (1) приведены в таблице 2.
Расчет предельного изгибающего момента основного сечения секции САРМ
Расчет предельного изгибающего момента основного сечения секции САРМ
Для сравнительной оценки несущей способности основного сечения секции (предельный изгибающий
момент, таблица 2) представим расчетный изгибающий момент от временной нагрузки А11 для двухпутного
проезда, а именно 1 полоса А11 - на 1 секцию в поперечном направлении.

25.

Для выделения полезной части грузоподъемности из предельного удерживается изгибающий момент от
постоянной нагрузки. Расчетными сечениями по длине пролета принимаем его середину и сечение штыревого
соединения, ближайшее к середине пролета. Результаты расчета путем загружения линий влияния
изгибающего момента в выбранных сечениях приведены в таблице 3.
Как видно, предельный изгибающий момент основного сечения секции (3894,9 кН-м) только на 59,4 %
обеспечивает восприятие момента (1134,5 + 5418,6 = 6553,1 кН-м) от суммы постоянной и временной А11
расчетных нагрузок.
Оценить напряженное состояние металла проушин по смятию штырем можно по схеме контакта штыря
с внутренней поверхностью проушин, где усилие N с плечом a составляет внутренний момент,
уравновешивающий внешний, обусловленный нагрузкой на пролет (рисунок 4).

26.

Рисунок 5. Схема штыревого соединения нижнего пояса, вид сверху (разработано автором). Но , есть
упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических
фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разбороного железнодорожного армейского моста и он надежнее
1 - одинарная проушина; 2 - двойная проушина; 3 - штырь
Сравним полученные в (3) и (4) результаты с прочностными характеристиками стали 15ХСНД, из которой
изготовлены несущие элементы моста САРМ, таблица 4.
Следует определить суммарный расчетный изгибающий момент М от постоянной Мпост и временной
Мвр (А11) нагрузок для сечения ближайшего к середине пролета стыка по данным таблицы 3.
M = Mпост + Mвр = 1081,2 + 5195,3 = 6276,5 кН- м.
1 - вертикальный штырь верхнего пояса; 2 - горизонтальный штырь нижнего пояса
Рисунок 4. Схема стыка секций пролетного строения

27.

При суммарной толщине элементов проушины нижнего пояса, сминаемых в одном направлении, 0,06 м и
диаметре штыря 0,079 м площадь смятия составит А = 0,06-0,079 = 0,0047 м2 на один контакт (рисунок 5).
При наличии двух контактов нижнего пояса в секции напряжение смятия металла проушины составит
Для расчета сечения штыря на срез следует учесть, что каждый из двух контактов на секцию имеет две
плоскости среза (рисунок 5), тогда напряжение сдвига
Примечание:расчетные сопротивления стали смятию и сдвигу определены по таблице 8.3 СП 35.13330.20116
(составлено автором)
Сравнение полученных от воздействия нагрузки А11 напряжений с характеристиками прочности стали
15ХСНД
Напряжение сдвига в штыре превосходит расчетное сопротивление стали, а напряжение смятия в
контакте штырь-проушина превосходит как расчетное сопротивление, так и предел текучести, что
означает невыполнение условия прочности, выход металла за предел упругости и накопление пластических
деформаций при регулярном и неорганизованном воздействии временной нагрузки А11.
Практическое наблюдение
В организациях, применяющих многократно использованные конструкции САРМ, отмечают значительные
провисы (прогибы в незагруженном состоянии) пролетных строений, величина которых для длин 32,6 м
доходит до 0,10-0,15 м. Это создает искажение продольного профиля ездового полотна и негативно влияет
на пропускную способность и безопасность движения. При этом визуально по линии прогиба отчетливо

28.

наблюдаются переломы в узлах штыревых соединений секций. При освидетельствовании таких пролетных
строений отмечается повышенный зазор между штырем и отверстием (рисунок 6).
Рисунок 6. Повышенный зазор в штыревом соединении секций пролетного строения САРМ (разработано
автором)
Смещения в штыревых соединениях, обусловленные пластическими деформациями перенапряженного
металла, определяют величину общих деформаций (прогибов) пролетных строений (рисунок 7).

29.

Рисунок 7. Схема общих деформаций вследствие смещения в штыревых соединениях (разработано автором)
Полное смещение (подвижка) на одно соединение с0 = с + с2, где с1 = 1 мм - исходное конструктивное; с2 добавленное за счет смятия в соединении (рисунок 7).
Вертикальное перемещение f (прогиб) в середине пролета для рассмотренного примера будет суммой xi и Х2
(рисунок 7).
f = Xi + Х2.
Величины x1 и x2 можно определить, зная углы а и 2а, которые вычисляются через угол

30.

где а - расстояние между осями штыревых соединений верхнего и нижнего поясов; I1 - длина средней секции
пролетного строения; I2 - длина концевой секции пролетного строения.
В качестве примера рассмотрим временный объездной мост через р. Черниговка на автодороге Хабаровск Владивосток «Уссури», который был собран и эксплуатировался в составе одного пролета длиной 32,6 м из
комплекта САРМ на период строительства постоянного моста. Были отмечены значительные провисы
пролетных строений временного моста величиной в пределах 130-150 мм в середине пролета, что вызвало
беспокойство организаторов строительства. При обследовании была установлена выработка всех
штыревых соединений главных ферм в среднем на 2,5 мм сверх номинального 1 мм.
Таким образом смещение (подвижка) на одно соединение с0 = с1 + с2 = 1 + 2,5 = 3,5 мм, а так как в уровне
верхнего пояса в качестве связующего элемента применена продольная тяга с двумя отверстиями и двумя
расположенными последовательно штырями, то суммарное смещение, отнесенное к уровню нижнего пояса с
= 3,5-3 = 10,5 мм.
Далее следуют вычисления по формулам (5) при а = 1,37 м; h = 7,0 м; I2 = 5,8 м.
а = arcsin 0,0105 = 0,205o; а = 2 • 0,205 = 0,41o; xi = 7,0 • sin 0,41 = 0,05 м;
2 2 • 1,47
1
2а = 2 • 0,41 = 0,82o; x2 = 5,8 • sin 0,82o = 0,083 м.
Полная величина прогиба f = Х1 + Х2 = 0,05 + 0,083 = 0,133 м, что вполне согласуется с фактически
замеренными величинами f.
Заключение по использованию упругопластического сдвигового компенсатора
гасителя сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических

31.

фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного
армейского моста
1. Штыревые монтажные соединения секций разборного пролетного строения
временного моста позволяют существенно ускорить процесс возведения и
последующей разборки конструкций, однако при этом являются причиной увеличения
общих деформаций пролетного строения, кроме упругопластического сдвигового
компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для быстрособираемых на
антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного
железнодорожного армейского моста проф дтн ПГУПС А.М.Уздина
2. Штатное двухпутное движение при двухсекционной компоновке конструкций
САРМ под современной автомобильной нагрузкой не обеспечено прочностью как
основного сечения секций, так и элементов штыревых соединений, а использование
упругопластического сдвигового , компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для
быстро собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для
сборно–разборного железнодорожного армейского моста , все напряжения снимает
3. В металле элементов штыревых соединений при современной нагрузке
накапливаются пластические деформации, приводящие к выработке контактов
«штырь-проушина» и нарастанию общих деформаций (провисов), а

32.

упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель сдвиговых напряжений для
быстрособираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для
сборно–разборного железнодорожного армейского моста гасить напряжения
4. Ускорению процесса износа элементов штыревых соединений способствует
многократная сборка-разборка пролетных строений и их эксплуатация под
интенсивной динамической нагрузкой и не гасит сдвиговых напряжений для быстро
собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–
разборного железнодорожного армейского моста
5. Образующийся провис пролетного строения создает ненормативное состояние
продольного профиля ездового полотна, снижающее пропускную способность и
безопасность движения, упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель
сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционноподвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского
моста сдвиговый нагрузки «поглощает»
6. Изначально разборные конструкции САРМ проектировались под нужды военного
ведомства для мобильного и кратковременного применения и штыревые монтажные
соединения в полной мере соответствуют такому назначению. При применении в
гражданском строительстве эту особенность следует учитывать в разработке

33.

проектных решений, назначении и соблюдении режима эксплуатации, например
путем уменьшения полос движения или увеличения числа секций в поперечной
компоновке, а использование сдвигового компенсатора, гасителя сдвиговых
напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных
соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского моста исключает
обрушение железнодорожного моста
Дальнейшие исследования видятся в аналитическом обзоре применяемых
конструкций разборных мостов, разработке отвечающих современным требованиям
проектных решений вариантов поперечной и продольной компоновки пролетных
строений с использованием упругопластических , сдвиговых компенсатор, которые
гасят, сдвиговые напряжения для быстро собираемых, на антисейсмических
фрикционно-подвижных соединениях , для отечественного сборно–разборного
железнодорожного армейского моста «Уздина»
ЛИТЕРАТУРА
1. Кручинкин А.В. Сборно-разборные временные мосты. - М.: Транспорт, 1987. - 191 с.
2. Тыдень В.П., Малахов Д.Ю., Постников А.И. Реализация современных требований к переправочно-мостовым
средствам в концепции выгружаемого переправочно-десантного парома // Вестник Московского
автомобильно- дорожного государственного технического университета (МАДИ). - М.: Изд-во МАДИ(ГТУ),
2019. - Вып. 3 (58). - С. 69-74.

34.

3. Томилов С.Н. О применении стальных пакетных конструкций в постоянных мостах // Научные чтения
памяти профессора М.П. Даниловского: материалы Восемнадцатой Национальной научно-практической
конференции: в 2 т. - Хабаровск: Изд-во Тихоокеан. гос. ун-та, 2018. - 2 т. - С. 360-363.
4. Mohamad Nabil Aklif Biro, Noor Zafirah Abu Bakar. Design and Analysis of Collapsible Scissor Bridge. MATEC Web of
Conferences. Vol. 152, 02013 (2018). DOI: https://doi.org/10.1051/matecconf/201815202013.
5. Дианов Н.П., Милородов Ю.С. Табельные автодорожные разборные мосты: учебное пособие. - М.: Изд-во
МАДИ (ГТУ), 2009. - 236 с.
6. Adil Kadyrov, Aleksandr Ganyukov, Kyrmyzy Balabekova. Development of Constructions of Mobile Road Overpasses.
MATEC Web of Conferences. Vol. 108, 16002 (2017). DOI: https://doi.org/10.1051/matecconf/201710816002.
7. Бокарев С.А., Проценко Д.В. О предпосылках создания новых конструкций временных мостовых сооружений //
Интернет-журнал «Науковедение». 2014. № 5(24). URL: https://naukovedenie.ru/PDF/26KO514.pdf. - С. 1-11.
8. Проценко Д.В. Совершенствование конструктивно-технологических параметров системы несущих
элементов и элементов проезжей части универсального сборно- разборного пролетного строения с
быстросъемными шарнирными соединениями. Диссертация на соискание ученой степени кандидата
технических наук / Сибирский государственный университет путей сообщения (СГУПС). Новосибирск: 2018.
9. Матвеев А.В., Петров И.В., Квитко А.В. Оценка по теории инженерного прогнозирования новых образцов
мостового имущества МЛЖ-ВФ-ВТ и ИМЖ- 500 // Вестник гражданских инженеров. - СПб: Изд-во СанктПетербургского гос. арх.-строит. ун-та, 2018. Вып. 4 (69). - С. 138-142.
10. Томилов С.Н., Николаев А.Р. Применение комплекта разборного моста под современные нагрузки // Дальний
Восток. Автомобильные дороги и безопасность движения: международный сборник научных трудов (под. ред.
А.И. Ярмолинского). - Хабаровск: Изд-во Тихоокеан. гос. ун-та, 2018. - № 18. - С. 125-128.

35.

11. Сухов И.С. Совершенствование конструктивно-технологических решений шарнирных соединений
автодорожных мостов. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук
/ Научно- исследовательский институт транспортного строительства (ОАО ЦНИИС). М.: 2011.

36.

37.

38.

39.

40.

41.

42.

43.

44.

45.

46.

47.

48.

49.

50.

51.

52.

53.

54.

55.

56.

57.

58.

59.

60.

61.

62.

63.

64.

65.

66.

67.

68.

69.

70.

71.

72.

73.

74.

75.

76.

77.

78.

79.

80.

81.

82.

83.

84.

85.

86.

87.

88.

89.

90.

91.

92.

93.

94.

95.

96.

97.

98.

99.

100.

101.

102.

103.

104.

105.

106.

107.

108.

109.

110.

111.

112.

113.

114.

115.

116.

117.

118.

119.

120.

121.

122.

123.

124.

125.

126.

127.

128.

129.

130.

131.

132.

133.

134.

135.

136.

137.

138.

139.

140.

141.

142.

143.

144.

145.

146.

147.

148.

149.

150.

151.

152.

153.

154.

155.

156.

157.

158.

159.

160.

161.

162.

163.

164.

165.

166.

167.

168.

169.

170.

171.

172.

173.

174.

175.

176.

177.

178.

179.

180.

РАСЧЕТ И ТЕХНОЛОГИЯ ПРИМЕНЕНИЯ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
УЗДИН А.М., ЕЛИСЕЕВ О.Н., , НИКИТИН А.А., ПАВЛОВ В.Е., СИМКИН А.Ю.,
КУЗНЕЦОВА И.О.
ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТРЕНИЯ,
РАСЧЕТ И ТЕХНОЛОГИЯ ПРИМЕНЕНИЯ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

181.

СОДЕРЖАНИЕ
1
Введение
3
2
Элементы теории трения и износа
6
3
Методика расчета одноболтовых ФПС
18
3.1
Исходные посылки для разработки методики расчета ФПС
18
3.2
Общее уравнение для определения несущей способности ФПС.
20
3.3
Решение общего уравнения для стыковых ФПС
21
3.4
Решение общего уравнения для нахлесточных ФПС
22
4
Анализ экспериментальных исследований работы ФПС
26
5
Оценка
параметров
диаграммы
деформирования
многоболтовых
фрикционно-подвижных соединений (ФПС)
31
5.1
Общие положения методики расчета многоболтовых ФПС
31
5.2
Построение уравнений деформирования стыковых многоболтовых ФПС
32
5.3
Построение уравнений деформирования нахлесточных многоболтовых 38
ФПС
6
Рекомендации по технологии изготовления ФПС и сооружений с такими
соединениями
6.1
42
Материалы болтов, гаек, шайб и покрытий контактных поверхностей
стальных деталей ФПС и опорных поверхностей шайб
42
6.2
Конструктивные требования к соединениям
43
6.3
Подготовка
контактных
поверхностей
элементов
и
методы
контроля
6.4
45
Приготовление и нанесение протекторной грунтовки ВЖС 83-0287. Требования к загрунтованной поверхности. Методы контроля
6.4.1
Основные требования по технике безопасности при работе с
грунтовкой ВЖС 83-02-87
6.4.2
Транспортировка
и
47
хранение
элементов
законсервированных грунтовкой ВЖС 83-02-87
6.5
46
и
деталей,
49
Подготовка и нанесение антифрикционного покрытия на опорные 49

182.

поверхности шайб
6.6
Сборка ФПС
49
7
Список литературы
51

183.

1. ВВЕДЕНИЕ
Современный подход к проектированию сооружений, подверженных экстремальным, в частности, сейсмическим нагрузкам исходит из
целенаправленного проектирования предельных состояний конструкций. В литературе [1, 2, 11, 18] такой подход получил название проектирования
сооружений с заданными параметрами предельных состояний. Возможны различные технические реализации отмеченного подхода. Во всех случаях в
конструкции создаются узлы, в которых от экстремальных нагрузок могут возникать неупругие смещения элементов. Вследствие этих смещений
нормальная эксплуатация сооружения, как правило, нарушается, однако исключается его обрушение. Эксплуатационные качества сооружения должны
легко восстанавливаться после экстремальных воздействий. Для обеспечения указанного принципа проектирования и были предложены фрикционноподвижные болтовые соединения.
Под фрикционно-подвижными соединениями (ФПС) понимаются соединения металлоконструкций высокопрочными болтами, отличающиеся тем,
что отверстия под болты в соединяемых деталях выполнены овальными вдоль направления действия экстремальных нагрузок. При экстремальных
нагрузках происходит взаимная сдвижка соединяемых деталей на величину до 3-4 диаметров используемых высокопрочных болтов. Работа таких
соединений имеет целый ряд особенностей и существенно влияет на поведение конструкции в целом. При этом во многих случаях оказывается
возможным снизить затраты на усиление сооружения, подверженного сейсмическим и другим интенсивным нагрузкам.
ФПС были предложены в НИИ мостов ЛИИЖТа в 1980 г. для реализации принципа проектирования мостовых конструкций с заданными
параметрами предельных состояний. В 1985-86 г.г. эти соединения были защищены авторскими свидетельствами [16-19]. Простейшее стыковое и
нахлесточное соединения приведены на рис.1.1. Как видно из рисунка, от обычных соединений на высокопрочных болтах предложенные в упомянутых
работах отличаются тем, что болты пропущены через овальные отверстия. По замыслу авторов при экстремальных нагрузках должна происходить
взаимная подвижка соединяемых деталей вдоль овала, и за счет этого уменьшаться пиковое значение усилий, передаваемое соединением. Соединение с
овальными отверстиями применялись в строительных конструкциях и ранее, например, можно указать предложения [8, 10 и др]. Однако в упомянутых
работах овальные отверстия устраивались с целью упрощения монтажных работ. Для реализации принципа проектирования конструкций с заданными
параметрами предельных состояний необходимо фиксировать предельную силу трения (несущую способность) соединения.
При использовании обычных болтов их натяжение N не превосходит 80-100 кН, а разброс натяжения N=20-50 кН, что не позволяет
прогнозировать несущую способность такого соединения по трению. При использовании же высокопрочных болтов при том же N натяжение N= 200 -
400 кН, что в принципе может позволить задание и регулирование несущей способности соединения. Именно эту цель преследовали предложения [3,1417].

184.

Рис.1.1. Принципиальная схема фрикционно-подвижного
соединения
а) встык , б) внахлестку
1- соединяемые листы; 2 – высокопрочные болты;
3- шайба;4 – овальные отверстия; 5 – накладки.
Однако проектирование и расчет таких соединений вызвал серьезные трудности. Первые испытания ФПС показали, что рассматриваемый класс
соединений не обеспечивает в общем случае стабильной работы конструкции. В процессе подвижки возможна заклинка соединения, оплавление
контактных поверхностей соединяемых деталей и т.п. В ряде случаев имели место обрывы головки болта. Отмеченные исследования позволили выявить
способы обработки соединяемых листов, обеспечивающих стабильную работу ФПС. В частности, установлена недопустимость использования для ФПС
пескоструйной обработки листов пакета, рекомендованы использование обжига листов, нанесение на них специальных мастик или напыление мягких
металлов. Эти исследования показали, что расчету и проектированию сооружений должны предшествовать детальные исследования самих соединений.

185.

Однако, до настоящего времени в литературе нет еще систематического изложения общей теории ФПС даже для одноболтового соединения, отсутствует
теория работы многоболтовых ФПС. Сложившаяся ситуация сдерживает внедрение прогрессивных соединений в практику строительства.
В силу изложенного можно заключить, что ФПС весьма перспективны для использования в сейсмостойком строительстве, однако, для этого
необходимо детально изложить, а в отдельных случаях и развить теорию работы таких соединений, методику инженерного расчета самих ФПС и
сооружений с такими соединениями. Целью, предлагаемого пособия является систематическое изложение теории работы ФПС и практических методов
их расчета. В пособии приводится также и технология монтажа ФПС.
2.ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТРЕНИЯ И ИЗНОСА
Развитие науки и техники в последние десятилетия показало, что надежные и долговечные машины, оборудование
и приборы могут быть созданы только при удачном решении теоретических и прикладных задач сухого и вязкого
трения, смазки и износа, т.е. задач трибологии и триботехники.
Трибология – наука о трении и процессах, сопровождающих трение (трибос – трение, логос – наука). Трибология
охватывает экспериментально-теоретические результаты исследований физических (механических, электрических,
магнитных, тепловых), химических, биологических и других явлений, связанных с трением.
Триботехника – это система знаний о практическом применении трибологии при проектировании, изготовлении и
эксплуатации трибологических систем.
С трением связан износ соприкасающихся тел – разрушение поверхностных слоев деталей подвижных соединений,
в т.ч. при резьбовых соединениях. Качество соединения определяется внешним трением в витках резьбы и в торце
гайки и головки болта (винта) с соприкасающейся деталью или шайбой. Основная характеристика крепежного
резьбового соединения – усилие затяжки болта (гайки), - зависит от значения и стабильности моментов сил трения
сцепления, возникающих при завинчивании. Момент сил сопротивления затяжке содержит две составляющих: одна
обусловлена молекулярным воздействием в зоне фактического касания тел, вторая – деформированием тончайших
поверхностей слоев контактирующими микронеровностями взаимодействующих деталей.

186.

Расчет этих составляющих осуществляется по формулам, содержащим ряд коэффициентов, установленных в
результате экспериментальных исследований. Сведения об этих формулах содержатся в Справочниках «Трение,
изнашивание и смазка» [22](в двух томах) и «Полимеры в узлах трения машин и приборах» [13], изданных в 1978-1980
г.г. издательством «Машиностроение». Эти Справочники не потеряли своей актуальности и научной обоснованности и в
настоящее время. Полезный для практического использования материал содержится также в монографии Геккера Ф.Р.
[5].
Сухое трение. Законы сухого трения
1. Основные понятия: сухое и вязкое трение; внешнее и внутреннее трение, пограничное трение; виды сухого
трения.
Трение – физическое явление, возникающее при относительном движении соприкасающихся газообразных, жидких
и твердых тел и вызывающее сопротивление движению тел или переходу из состояния покоя в движение относительно
конкретной системы отсчета.
Существует два вида трения: сухое и вязкое.
Сухое трение возникает при соприкосновении твердых тел.
Вязкое трение возникает при движении в жидкой или газообразной среде, а также при наличии смазки в области
механического контакта твердых тел.
При учете трения (сухого или вязкого) различают внешнее трение и внутренне трение.
Внешнее трение возникает при относительном перемещении двух тел, находящихся в соприкосновении, при этом
сила сопротивления движению зависит от взаимодействия внешних поверхностей тел и не зависит от состояния
внутренних частей каждого тела. При внешнем трении переход части механической энергии во внутреннюю энергию
тел происходит только вдоль поверхности раздела взаимодействующих тел.
Внутреннее трение возникает при относительном перемещении частиц одного и того же тела (твердого, жидкого
или газообразного). Например, внутреннее трение возникает при изгибе металлической пластины или проволоки, при
движении жидкости в трубе (слой жидкости, соприкасающийся со стенкой трубы, неподвижен, другие слои движутся с

187.

разными скоростями и между ними возникает трение). При внутреннем трении часть механической энергии переходит
во внутреннюю энергию тела.
Внешнее трение в чистом виде возникает только в случае соприкосновения твердых тел без смазочной прослойки
между ними (идеальный случай). Если толщина смазки 0,1 мм и более, механизм трения не отличается от механизма
внутреннего трения в жидкости. Если толщина смазки менее 0,1 мм, то трение называют пограничным (или
граничным). В этом случае учет трения ведется либо с позиций сухого трения, либо с точки зрения вязкого трения (это
зависит от требуемой точности результата).
В истории развития понятий о трении первоначально было получено представление о внешнем трении. Понятие о
внутреннем трении введено в науку в 1867 г. английским физиком, механиком и математиком Уильямом Томсоном
(лордом Кельвиным).1)
Законы сухого трения
Сухое трение впервые наиболее полно изучал Леонардо да Винчи (1452-1519). В 1519 г. он сформулировал закон
трения: сила трения, возникающая при контакте тела с поверхностью другого тела, пропорциональна нагрузке (силе
прижатия тел), при этом коэффициент пропорциональности – величина постоянная и равна 0,25:
F 0 ,25 N .
Через 180 лет модель Леонарда да Винчи была переоткрыта французским механиком и физиком Гийомом
Амонтоном2), который ввел в науку понятие коэффициента трения как французской константы и предложил формулу
силы трения скольжения:
1)
*Томсон (1824-1907) в 10-летнем возрасте был принят в университет в Глазго, после обучения в котором перешел в Кембриджский университет и закончил его
в 21 год; в 22 года он стал профессором математики. В 1896 г. Томсон был избран почетным членом Петербургской академии наук, а в 1851 г. (в 27 лет) он стал членом
Лондонского королевского общества и 5 лет был его президентом+.
2)
Г.Амонтон (1663-1705) – член Французской академии наук с 1699 г.

188.

F f N.
Кроме того, Амонтон (он изучал равномерное движение тела по наклонной плоскости) впервые предложил
формулу:
f tg ,
где f – коэффициент трения; - угол наклона плоскости к горизонту;
В 1750 г. Леонард Эйлер (1707-1783), придерживаясь закона трения Леонарда да Винчи – Амонтона:
F f N,
впервые получил формулу для случая прямолинейного равноускоренного движения тела по наклонной плоскости:
f tg
2S
g t 2 cos 2
,
где t – промежуток времени движения тела по плоскости на участке длиной S;
g – ускорение свободно падающего тела.
Окончательную формулировку законов сухого трения дал в 1781 г. Шарль Кулон3)
Эти законы используются до сих пор, хотя и были дополнены результатами работ ученых XIX и XX веков, которые
более полно раскрыли понятия силы трения покоя (силы сцепления) и силы трения скольжения, а также понятия о
трении качения и трении верчения.
Многие десятилетия XX века ученые пытались модернизировать законы Кулона, учитывая все новые и новые
результаты физико-химических исследований явления трения. Из этих исследований наиболее важными являются
исследования природы трения.
Кратко о природе сухого трения можно сказать следующее. Поверхность любого твердого тела обладает
микронеровностями, шероховатостью [шероховатость поверхности оценивается «классом шероховатости» (14 классов)
3) Ш.Кулон (1736-1806) – французский инженер, физик и механик, член Французской академии наук

189.

– характеристикой качества обработки поверхности: среднеарифметическим отклонением профиля микронеровностей
от средней линии и высотой неровностей].
Сопротивление сдвигу вершин микронеровностей в зоне контакта тел – источник трения. К этому добавляются
силы молекулярного сцепления между частицами, принадлежащими разным телам, вызывающим прилипание
поверхностей (адгезию) тел.
Работа внешней силы, приложенной к телу, преодолевающей молекулярное сцепление и деформирующей
микронеровности, определяет механическую энергию тела, которая затрачивается частично на деформацию (или даже
разрушение) микронеровностей, частично на нагревание трущихся тел (превращается в тепловую энергию), частично
на звуковые эффекты – скрип, шум, потрескивание и т.п. (превращается в акустическую энергию).
В последние годы обнаружено влияние трения на электрическое и электромагнитное поля молекул и атомов
соприкасающихся тел.
Для решения большинства задач классической механики, в которых надо учесть сухое трение, достаточно
использовать те законы сухого трения, которые открыты Кулоном.
В современной формулировке законы сухого трения (законы Кулона) даются в следующем виде:
В случае изотропного трения сила трения скольжения тела А по поверхности тела В всегда направлена в сторону,
противоположную скорости тела А относительно тела В, а сила сцепления (трения покоя) направлена в сторону,
противоположную возможной скорости (рис.2.1, а и б).
Примечание. В случае анизотропного трения линия действия силы трения скольжения не совпадает с линией
действия вектора скорости. (Изотропным называется сухое трение, характеризующееся одинаковым сопротивлением
движению тела по поверхности другого тела в любом направлении, в противном случае сухое трение считается
анизотропным).
Сила трения скольжения пропорциональна силе давления на опорную поверхность (или нормальной реакции этой
поверхности), при этом коэффициент трения скольжения принимается постоянным и определяется опытным путем для

190.

каждой пары соприкасающихся тел. Коэффициент трения скольжения зависит от рода материала и его физических
свойств, а также от степени обработки поверхностей соприкасающихся тел:
FСК fСК N
(рис. 2.1 в).
Y
Y
Fск
tg =fск
N
N
V
Fск
X
G
X
G
а)
N
Fсц
б)
в)
Рис.2.1
Сила сцепления (сила трения покоя) пропорциональна силе давления на опорную поверхность (или нормальной
реакции этой поверхности) и не может быть больше максимального значения, определяемого произведением
коэффициента сцепления на силу давления (или на нормальную реакцию опорной поверхности):
FСЦ f СЦ N .
Коэффициент сцепления (трения покоя), определяемый опытным путем в момент перехода тела из состояния покоя
в движение, всегда больше коэффициента трения скольжения для одной и той же пары соприкасающихся тел:
f СЦ f СК .
Отсюда следует, что:
max
FСЦ
FСК ,
поэтому график изменения силы трения скольжения от времени движения тела, к которому приложена эта сила,
имеет вид (рис.2.2).

191.

При переходе тела из состояния покоя в движение сила трения скольжения за очень короткий промежуток времени
max до F
изменяется от FСЦ
СК (рис.2.2). Этим промежутком времени часто пренебрегают.
В последние десятилетия экспериментально показано, что коэффициент трения скольжения зависит от скорости
(законы Кулона установлены при равномерном движении тел в диапазоне невысоких скоростей – до 10 м/с).
fсц
max
Fсц
Fск
fск
V
t
V0
Рис. 2.2
v0
Vкр
Рис. 2. 3
Эту зависимость качественно можно проиллюстрировать графиком f СК ( v ) (рис.2.3).
- значение скорости, соответствующее тому моменту времени, когда сила FСК достигнет своего нормального
значения FСК fСК N ,
vКР
- критическое значение скорости, после которого происходит незначительный рост (на 5-7 %) коэффициента
трения скольжения.
Впервые этот эффект установил в 1902 г. немецкий ученый Штрибек (этот эффект впоследствии был подтвержден
исследованиями других ученых).
Российский ученый Б.В.Дерягин, доказывая, что законы Кулона, в основном, справедливы, на основе адгезионной
теории трения предложил новую формулу для определения силы трения скольжения (модернизировав предложенную
Кулоном формулу):
FСК fСК N S p0 .
[У Кулона: FСК fСК N А , где величина А не раскрыта].

192.

В формуле Дерягина: S – истинная площадь соприкосновения тел (контактная площадь), р0 - удельная (на единицу
площади) сила прилипания или сцепления, которое надо преодолеть для отрыва одной поверхности от другой.
Дерягин также показал, что коэффициент трения скольжения зависит от нагрузки N (при соизмеримости сил N и
S p0 )
-
fСК ( N ) , причем при увеличении N он уменьшается (бугорки микронеровностей деформируются и
сглаживаются, поверхности тел становятся менее шероховатыми). Однако, эта зависимость учитывается только в очень
тонких экспериментах при решении задач особого рода.
Во многих случаях S p0 N , поэтому в задачах классической механики, в которых следует учесть силу сухого
трения, пользуются, в основном, законом Кулона, а значения коэффициента трения скольжения и коэффициента
сцепления определяют по таблице из справочников физики (эта таблица содержит значения коэффициентов,
установленных еще в 1830-х годах французским ученым А.Мореном (для наиболее распространенных материалов) и
дополненных более поздними экспериментальными данными. [Артур Морен (1795-1880) – французский математик и
механик, член Парижской академии наук, автор курса прикладной механики в 3-х частях (1850 г.)].
В случае анизотропного сухого трения линия действия силы трения скольжения составляет с прямой, по которой
направлена скорость материальной точки угол:
arctg
Fn
,
Fτ
где Fn и Fτ - проекции силы трения скольжения FCK на главную нормаль и касательную к траектории материальной
точки, при этом модуль вектора FCK определяется формулой: FCK Fn2 Fτ2 . (Значения Fn и Fτ определяются по
методике Минкина-Доронина).
Трение качения
При качении одного тела по другому участки поверхности одного тела кратковременно соприкасаются с
различными участками поверхности другого тела, в результате такого контакта тел возникает сопротивление качению.

193.

В конце XIX и в первой половине XX века в разных странах мира были проведены эксперименты по определению
сопротивления качению колеса вагона или локомотива по рельсу, а также сопротивления качению роликов или
шариков в подшипниках.
В результате экспериментального изучения этого явления установлено, что сопротивление качению (на примере
колеса и рельса) является следствием трех факторов:
1) вдавливание колеса в рельс вызывает деформацию наружного слоя соприкасающихся тел (деформация требует
затрат энергии);
2) зацепление бугорков неровностей и молекулярное сцепление (являющиеся в то же время причиной
возникновения качения колеса по рельсу);
3) трение скольжения при неравномерном движении колеса (при ускоренном или замедленном движении).
(Чистое качение без скольжения – идеализированная модель движения).
Суммарное влияние всех трех факторов учитывается общим коэффициентом трения качения.
Изучая трение качения, как это впервые сделал Кулон, гипотезу абсолютно твердого тела надо отбросить и
рассматривать деформацию соприкасающихся тел в области контактной площадки.
Так как равнодействующая N реакций опорной поверхности в точках зоны контакта смещена в сторону скорости
C
Vc
N
G
Fск
K
N
K
Рис. 2.4

194.

центра колеса, непрерывно набегающего на впереди лежащее микропрепятствие (распределение реакций в точках
контакта несимметричное – рис.2.4), то возникающая при этом пара сил N и G ( G - сила тяжести) оказывает
сопротивление качению (возникновение качения обязано силе сцепления FСЦ , которая образует вторую составляющую
полной реакции опорной поверхности).
Момент пары сил
N , G называется моментом сопротивления качению. Плечо пары сил «к» называется
коэффициентом трения качения. Он имеет размерность длины.
Момент сопротивления качению определяется формулой:
MC N k ,
Fсопр
Vс
C
где N - реакция поверхности рельса, равная вертикальной нагрузке на колесо с
учетом его веса.
Колесо, катящееся по рельсу, испытывает сопротивление движению, которое
можно отразить силой сопротивления Fсопр , приложенной к центру колеса (рис.2.5),
Fсц
N
Рис. 2.5
при этом: Fсопр R N k , где R – радиус колеса,
откуда
Fсопр N
k
N h,
R
где h – коэффициент сопротивления, безразмерная величина.
Эту формулу предложил Кулон. Так как множитель h
k
во много раз меньше коэффициента трения скольжения
R
для тех же соприкасающихся тел, то сила Fсопр на один-два порядка меньше силы трения скольжения. (Это было
известно еще в древности).
Впервые в технике машин это использовал Леонардо да Винчи. Он изобрел роликовый и шариковый подшипники.

195.

Если на рисунке дается картина сил с обозначением силы Fсопр , то силу N показывают без смещения в сторону
скорости (колесо и рельс рассматриваются условно как абсолютно твердые тела).
Повышение угловой скорости качения вызывает рост сопротивления качению. Для колеса железнодорожного
экипажа и рельса рост сопротивления качению заметен после скорости колесной пары 100 км/час и происходит по
параболическому закону. Это объясняется деформациями колес и гистерезисными потерями, что влияет на
коэффициент трения качения.
Трение верчения
Трение верчения возникает при вращении тела, опирающегося на некоторую
поверхность. В этом случае следует рассматривать зону контакта тел, в точках которой
возникают силы трения скольжения FСК (если контакт происходит в одной точке, то трение
Fск
Fск
r
О
верчения отсутствует – идеальный случай) (рис.2.6).
А – зона контакта вращающегося тела, ось вращения которого перпендикулярна к
Fск
плоскости этой зоны. Силы трения скольжения, если их привести к центру круга (при
изотропном трении), приводятся к паре сил сопротивления верчению, момент которой:
Рис. 2.6.
М сопр N f ск r ,
где r – средний радиус точек контакта тел;
f ск
- коэффициент трения скольжения (принятый одинаковым для всех точек и во всех направлениях);
N – реакция опорной поверхности, равная силе давления на эту поверхность.
Трение верчения наблюдается при вращении оси гироскопа (волчка) или оси стрелки компаса острием и опорной
плоскостью. Момент сопротивления верчению стремятся уменьшить, используя для острия и опоры агат, рубин, алмаз и
другие хорошо отполированные очень прочные материалы, для которых коэффициент трения скольжения менее 0,05,
при этом радиус круга опорной площадки достигает долей мм. (В наручных часах, например, М сопр менее 5 10 5 мм).

196.

Таблица коэффициентов трения скольжения и качения.
f ск
к (мм)
Сталь по стали……0,15
Шарик из закаленной стали по стали……0,01
Сталь по бронзе…..0,11
Мягкая сталь по мягкой стали……………0,05
Железо по чугуну…0,19
Дерево по стали……………………………0,3-0,4
Сталь по льду……..0,027
Резиновая шина по грунтовой дороге……10
Процессы износа контактных поверхностей при трении
Молекулярное сцепление приводит к образованию связей между трущимися парами. При сдвиге они разрушаются.
Из-за шероховатости поверхностей трения контактирование пар происходит площадками. На площадках с небольшим
давлением имеет место упругая, а с большим давлением - пластическая деформация. Фактическая площадь
соприкасания пар представляется суммой малых площадок. Размеры площадок контакта достигают 30-50 мкм. При
повышении нагрузки они растут и объединяются. В процессе разрушения контактных площадок выделяется тепло, и
могут происходить химические реакции.
Различают три группы износа: механический - в форме абразивного износа, молекулярно-механический - в форме
пластической деформации или хрупкого разрушения и коррозийно-механический - в форме коррозийного и
окислительного износа. Активным фактором износа служит газовая среда, порождающая окислительный износ.
Образование окисной пленки предохраняет пары трения от прямого контакта и схватывания.
Важным фактором является температурный режим пары трения. Теплота обусловливает физико-химические
процессы в слое трения, переводящие связующие в жидкие фракции, действующие как смазка. Металлокерамические
материалы на железной основе способствуют повышению коэффициента трения и износостойкости.

197.

Важна быстрая приработка трущихся пар. Это приводит к быстрому локальному износу и увеличению контурной
площади соприкосновения тел. При медленной приработке локальные температуры приводят к нежелательным
местным изменениям фрикционного материала. Попадание пыли, песка и других инородных частиц из окружающей
среды приводит к абразивному разрушению не только контактируемого слоя, но и более глубоких слоев. Чрезмерное
давление, превышающее порог схватывания, приводит к разрушению окисной пленки, местным вырывам материала с
последующим, абразивным разрушением поверхности трения.
Под нагруженностью фрикционной пары понимается совокупность условий эксплуатации: давление поверхностей
трения, скорость относительного скольжения пар, длительность одного цикла нагружения, среднечасовое число
нагружений, температура контактного слоя трения.
Главные требования, предъявляемые к трущимся парам, включают стабильность коэффициента трения, высокую
износостойкость пары трения, малые модуль упругости и твердость материала, низкий коэффициент теплового
расширения, стабильность физико-химического состава и свойств поверхностного слоя, хорошая прирабатываемость
фрикционного материала, достаточная механическая прочность, антикоррозийность, несхватываемость, теплостойкость
и другие фрикционные свойства.
Основные факторы нестабильности трения - нарушение технологии изготовления фрикционных элементов;
отклонения размеров отдельных деталей, даже в пределах установленных допусков; несовершенство конструктивного
исполнения с большой чувствительностью к изменению коэффициента трения.
Абразивный износ фрикционных пар подчиняется следующим закономерностям. Износ пропорционален пути
трения s,
=ks s,
(2.1)
а интенсивность износа— скорости трения
k s v
(2.2)
Износ не зависит от скорости трения, а интенсивность износа на единицу пути трения пропорциональна удельной
нагрузке р,

198.

kp p
s
(2.3)
Мера интенсивности износа рv не должна превосходить нормы, определенной на практике (pv<С).
Энергетическая концепция износа состоит в следующем.
Для имеющихся закономерностей износа его величина представляется интегральной функцией времени или пути
трения
t
s
k p pvdt k p pds .
0
(2.4)
0
В условиях кулонова трения, и в случае kр = const, износ пропорционален работе сил трения W
k w W
kp
f
s
W ; W Fds .
(2.5)
0
Здесь сила трения F=f N = f p ; где f – коэффициент трения, N – сила нормального давления; - контурная
площадь касания пар.
Работа сил трения W переходит в тепловую энергию трущихся пар E и окружающей среды Q
W=Q+ E.
Работа сил кулонова трения при гармонических колебаниях s == а sin t за период колебаний Т == 2л/
определяется силой трения F и амплитудой колебаний а
W= 4F а.
(2.6)
3. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ОДНОБОЛТОВЫХ ФПС
3.1. Исходные посылки для разработки методики расчета ФПС

199.

Исходными посылками для разработки методики расчета ФПС являются экспериментальные
исследования
одноболтовых
нахлесточных
соединений
[13],
позволяющие
вскрыть
основные
особенности работы ФПС.
Для выявления этих особенностей в НИИ мостов в 1990-1991 гг. были выполнены экспериментальные
исследования деформирования нахлесточных соединений такого типа. Анализ полученных диаграмм
деформирования позволил выделить для них 3 характерных стадии работы, показанных на рис. 3.1.
На первой стадии нагрузка Т не превышает несущей способности соединения [Т], рассчитанной как
для обычного соединения на фрикционных высокопрочных болтах.
На второй стадии Т > [Т] и происходит преодоление сил трения по контактным плоскостям
соединяемых элементов при сохраняющих неподвижность шайбах высокопрочных болтов. При этом за
счет деформации болтов в них растет сила натяжения, и как
следствие растут силы трения по всем плоскостям контактов.
На третьей стадии происходит срыв с места одной из шайб и
дальнейшее
взаимное
смещение
соединяемых
элементов.
В
процессе подвижки наблюдается интенсивный износ во всех
контактных парах, сопровождающийся падением натяжения болтов
и, как следствие, снижение несущей способности соединения.
В процессе испытаний наблюдались следующие случаи выхода
из строя ФПС:
Рис.3.1. Характерная диаграмма деформирования
ФПС
• значительные взаимные перемещения соединяемых деталей,
1 – упругая работа ФПС;
2 – стадия проскальзывания листов ФПС при
заклиненных шайбах, характеризующаяся ростом
натяжения болта вследствие его изгибной деформации;
3 – стадия скольжения шайбы болта,
характеризующаяся интенсивным износом контактных
поверхностей.
в результате которых болт упирается в край овального отверстия и
в конечном итоге срезается;
• отрыв головки болта вследствие малоцикловой усталости;

200.

• значительные пластические деформации болта, приводящие к его необратимому удлинению и
исключению из работы при “обратном ходе" элементов соединения;
• значительный износ контактных поверхностей, приводящий к ослаблению болта и падению
несущей способности ФПС.
Отмеченные результаты экспериментальных исследований представляют двоякий интерес для
описания работы ФПС. С одной стороны для расчета усилий и перемещений в элементах сооружений с
ФПС важно задать диаграмму деформирования соединения. С другой стороны необходимо определить
возможность перехода ФПС в предельное состояние.
Для
описания
диаграммы
деформирования
наиболее
существенным
представляется
факт
интенсивного износа трущихся элементов соединения, приводящий к падению сил натяжения болта и
несущей способности соединения. Этот эффект должен определять работу как стыковых, так и
нахлесточных ФПС. Для нахлесточных ФПС важным является и дополнительный рост сил натяжения
вследствие деформации болта.
Для оценки возможности перехода соединения в предельное состояние необходимы следующие
проверки:
а) по предельному износу контактных поверхностей;
б) по прочности болта и соединяемых листов на смятие в случае исчерпания зазора ФПС u0;
в) по несущей способности конструкции в случае удара в момент закрытия зазора ФПС;
г) по прочности тела болта на разрыв в момент подвижки.
Если учесть известные результаты [11,20,21,26], показывающие, что закрытие зазора приводит к
недопустимому росту ускорений в конструкции, то проверки (б) и (в) заменяются проверкой,
ограничивающей перемещения ФПС и величиной фактического зазора в соединении u0.
Решение вопроса об износе контактных поверхностей ФПС и подвижке в соединении должно
базироваться на задании диаграммы деформирования соединения, представляющей зависимость его

201.

несущей способности Т от подвижки в соединении s. Поэтому получение зависимости Т(s) является
основным для разработки методов расчета ФПС и сооружений с такими соединениями. Отмеченные
особенности учитываются далее при изложении теории работы ФПС.
3.2. Общее уравнение для определения несущей способности ФПС
Для построения общего уравнения деформирования ФПС обратимся к более сложному случаю
нахлесточного соединения, характеризующегося трехстадийной диаграммой деформирования. В случае
стыкового соединения второй участок на диаграмме Т(s) будет отсутствовать.
Первая стадия работы ФПС не отличается от работы обычных фрикционных соединений. На второй и
третьей стадиях работы несущая способность соединения поменяется вследствие изменения натяжения
болта.
В
свою
очередь
натяжение
болта
определяется
его
деформацией
(на
второй
стадии
деформирования нахлесточных соединений) и износом трущихся поверхностей листов пакета при их
взаимном смещении. При этом для теоретического описания диаграммы деформирования воспользуемся
классической теорией износа [5, 14, 23], согласно которой скорость износа V пропорциональна силе
нормального давления (натяжения болта) N:
V K N,
(3.1)
где К— коэффициент износа.
В свою очередь силу натяжения болта N можно представить в виде:
N N0 a N1 N2
(3.2)
здесь N 0 - начальное -натяжение болта, а - жесткость болта;
a
EF
, где l - длина болта, ЕF - его погонная жесткость,
l
N1 k f ( s ) - увеличение натяжения болта вследствие его деформации;
N2 ( s ) - падение натяжения болта вследствие его пластических деформаций;

202.

s - величина подвижки в соединении, - износ в соединении.
Для стыковых соединений обе добавки N1 N 2 0 .
Если пренебречь изменением скорости подвижки, то скорость V можно представить в виде:
V
d d ds
V ср ,
dt
ds dt
(3.3)
где V ср — средняя скорость подвижки.
После подстановки (3.2) в (3.1) с учетом (3.3) получим уравнение:
k a k N0 к f ( s ) ( s ) ,
(3.4)
где k K / Vср .
Решение уравнения (3.4) можно представить в виде:
s
k N0 a 1 1 e kas k e ka( s z ) k f ( z ) ( z ) dz ,
0
или
s
0
k N0 a 1 e kas k k f ( z ) ( z ) ekazdz N0 a 1 .
(3.5)
3.3. Решение общего уравнения для стыковых ФПС
Для стыковых соединений общий интеграл (3.5) существенно упрощается, так как в этом случае
N 1 N 2 0 , и обращаются в 0 функции f ( z ) и ( z ) , входящие в (3.5). С учетом сказанного использование
интеграла. (3.5) позволяет получить следующую формулу для определения величины износа :
1 e kas k N0 a 1
Падение натяжения N при этом составит:
(3.6)

203.

N 1 e kas k N0 ,
(3.7)
а несущая способность соединений определяется по формуле:
T T0 f N T0 f 1 e kas k N 0 a 1
(3.8)
T0 1 1 e kas k a 1 .
Как видно из полученной формулы относительная несущая
способность
соединения
КТ
=Т/Т0
определяется
всего
двумя
параметрами - коэффициентом износа k и жесткостью болта на
Рис.3.2.Падение несущей способности ФПС в
зависимости от величины подвижки для болта 24
мм при коэффициенте износа k=5 10-8Н-1 для
различной толщины листов пакета l
- l=20 мм; - l=30 мм; - l=40 мм; - l=50 мм;
- l=60 мм; - l=70 мм; - l=40 мм
растяжение а. Эти параметры могут быть заданы с достаточной
точностью и необходимые для этого данные имеются в справочной
литературе.
На рис. 3.2 приведены зависимости КТ(s) для болта диаметром 24
мм и коэффициента износа k~5×10-8 H-1 при различных значениях толщины пакета l, определяющей
жесткость болта а. При этом для наглядности несущая способность соединения Т отнесена к своему
начальному значению T0, т.е. графические зависимости представлены в безразмерной форме. Как видно
из рисунка, с ростом толщины пакета
падает влияние износа листов на
несущую способность соединений. В
целом падение несущей способности
соединений весьма существенно и
при реальных величинах подвижки s
2 3см составляет для стыковых
Рис.3.3. Падение несущей способности ФПС в
зависимости от величины подвижки для болта
24 мм при коэффициенте износа k=3 10-8Н-1 для
различной толщины листов пакета l
соединений
- l=20 мм; - l=30 мм; - l=40 мм;
- l=50 мм; - l=60 мм; - l=70 мм; - l=80 мм
несущей
80-94%.
Весьма
существенно на характер падений
способности
соединения

204.

сказывается коэффициент износа k. На рис.3.3 приведены зависимости несущей способности соединения
от величины подвижки s при k~3×10-8 H-1.
Исследования показывают, что при k > 2 10-7 Н-1 падение несущей способности соединения
превосходит 50%. Такое падение натяжения должно приводить к существенному росту взаимных
смещений соединяемых деталей и это обстоятельство должно учитываться в инженерных расчетах.
Вместе с тем рассматриваемый эффект будет приводить к снижению нагрузки, передаваемой
соединением. Это позволяет при использовании ФПС в качестве сейсмоизолирующего элемента
конструкции рассчитывать усилия в ней, моделируя ФПС демпфером сухого трения.
3.4. Решение общего уравнения для нахлесточных ФПС
Для нахлесточных ФПС общее решение (3.5) определяется видом функций f(s) и >(s).Функция f(s)
зависит от удлинения болта вследствие искривления его оси. Если принять для искривленной оси
аппроксимацию в виде:
u( x ) s sin
x
2l
(3.9)
,
где x — расстояние от середины болта до рассматриваемой точки (рис. 3.3), то длина искривленной
оси стержня составит:
1
L
2
1
1
2
1
2
2
du
1 dx
dx
1
s 2 2
1
2
x
8l 2 1
2
2l
2
cos
1 s
2
4l
2
dx 1
cos
2l
1
dx
2
2 2
1 s cos x dx
8l 2
2l
1
2
s 2 2
.
8l
Удлинение болта при этом определится по формуле:
s 2 2
l L l
.
8l
(3.10)

205.

Учитывая, что приближенность представления (3.9) компенсируется коэффициентом k, который
может быть определен из экспериментальных данных, получим следующее представление для f(s):
f(s) s
2
l
.
Для дальнейшего необходимо учесть, что деформирование тела болта будет иметь место лишь до
момента срыва его головки, т.е. при s < s0. Для записи этого факта воспользуемся единичной функцией
Хевисайда :
s2
f ( s ) ( s s0 ).
l
(3.11)
Перейдем теперь к заданию функции (s). При этом необходимо учесть следующие ее свойства:
1. пластика проявляется лишь при превышении подвижкой s некоторой величины Sпл, т.е. при
Sпл<s<S0.
2. предельное натяжение стержня не превосходит усилия Nт, при котором напряжения в стержне
достигнут предела текучести, т.е.:
lim ( N0 кf ( s ) ( s )) 0 .
(3.12)
s
Указанным условиям удовлетворяет функция (s) следующего вида:
( s ) N пл ( NТ N пл ) ( 1 e q( s S пл ) ) 1 ( s s0 ) ( s S пл ).
(3.13)
Подстановка выражений (3.11, 3.12) в интеграл (3.5) приводит к следующим зависимостям износа
листов пакета от перемещения s:
при s<Sпл
s
N0
k
2
2
( 1 e k1as ) s 2
s
1 e k1as ,
a
al
k1a
k1a 2
при Sпл< s<S0
(3.14)

206.

( s ) I ( Sпл ) k1(
( S пл s )
e
e
),
NT
N N пл
1 ek1a( S пл s ) T
k1a
k1 a
(3.15)
k1a( S пл s )
при s<S0
( s ) II ( S0 )
N ( S0 )
( 1 e k 2 a( s S0 ) ).
a
(3.16)
Несущая способность соединения определяется при этом выражением:
T T0 fv a .
(3.17)
Здесь fv— коэффициент трения, зависящий в общем случае от скорости подвижки v. Ниже мы
используем наиболее распространенную зависимость коэффициента трения от скорости, записываемую в
виде:
f
f0
,
1 kvV
(3.18)
где kv — постоянный коэффициент.
Предложенная зависимость содержит 9 неопределенных параметров:
k1, k2, kv, S0, Sпл, q, f0, N0, и k0. Эти параметры должны определяться из данных эксперимента.
В отличие от стыковых соединений в формуле (3.17) введено два коэффициента износа - на втором
участке
диаграммы
деформирования
износ
определяется
трением
между
листами
пакета
и
характеризуется коэффициентом износа k1, на третьем участке износ определяется трением между
шайбой болта и наружным листом пакета; для его описания введен коэффициент износа k2.
На рис. 3.4 приведен пример теоретической диаграммы деформирования при реальных значениях
параметров k1 = 0.00001; k2 =0.000016; kv = 0.15; S0 = 10 мм; Sпл = 4 мм; f0 = 0.3; N0 = 300 кН. Как видно
из
рисунка,
теоретическая
экспериментальным диаграммам.
диаграмма
деформирования
соответствует
описанным
выше

207.

Рис. 3.4 Теоретическая диаграмма деформирования
ФПС

208.

4. АНАЛИЗ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ
ИССЛЕДОВАНИЙ РАБОТЫ ФПС
Для анализа работы ФПС и сооружений с такими соединениями необходимы
фактические
данные
о
параметрах
исследуемых
соединений.
Экспериментальные
исследования работы ФПС достаточно трудоемки, однако в 1980-85 гг. такие исследования
были начаты в НИИ мостов А.Ю.Симкиным [3,11]. В частности, были получены записи Т(s)
для нескольких одноболтовых и четырехболтовых соединений.
Для анализа поведения ФПС были испытаны соединения с болтами диаметром 22, 24,
27 и 48 мм. Принятые размеры образцов обусловлены тем, что диаметры 22, 24 и 27 мм
являются наиболее распространенными. Однако при этом в соединении необходимо
размещение слишком большого количества болтов, и соединение становится громоздким.
Для уменьшения числа болтов необходимо увеличение их диаметра. Поэтому было
рассмотрено ФПС с болтами наибольшего диаметра 48 мм. Общий вид образцов показан на
рис. 4.1.
Рис. 4.1 Общий вид образцов ПС с болтами 48 мм
Пластины
ФПС
были
выполнены
из
толстолистовой
стали
марки
10ХСНД.

209.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ
ИССЛЕДОВАНИЙ РАБОТЫ ФПС
Для анализа работы ФПС и сооружений с такими соединениями необходимы фактические данные о
параметрах исследуемых соединений. Экспериментальные исследования работы ФПС достаточно
трудоемки, однако в 1980-85 гг. такие исследования были начаты в НИИ мостов А.Ю.Симкиным [3,11]. В
частности, были получены записи Т(s) для нескольких одноболтовых и четырехболтовых соединений.
Для анализа поведения ФПС были испытаны соединения с болтами диаметром 22, 24, 27 и 48 мм.
Принятые размеры образцов обусловлены тем, что диаметры 22, 24 и 27 мм являются наиболее
распространенными. Однако при этом в соединении необходимо размещение слишком большого
количества болтов, и соединение становится громоздким. Для уменьшения числа болтов необходимо
увеличение их диаметра. Поэтому было рассмотрено ФПС с болтами наибольшего диаметра 48 мм. Общий
вид образцов показан на рис. 4.1.
Рис. 4.1 Общий вид образцов

210.

Пластины ФПС были выполнены из толстолистовой стали марки 10ХСНД. Высокопрочные болты были
изготовлены тензометрическими из стали 40Х "селект" в соответствии с требованиями [6]. Контактные
поверхности пластин были обработаны протекторной цинкосодержащей грунтовкой ВЖС-41 после
дробеструйной очистки. Болты были предварительно протарированы с помощью электронного пульта АИ-
1 и при сборке соединений натягивались по этому же пульту в соответствии с тарировочными
зависимостями ручным ключом на заданное усилие натяжения N0.
Испытания проводились на пульсаторах в НИИ мостов и на универсальном динамическом стенде УДС-
100 экспериментальной базы ЛВВИСКУ. В испытаниях на стенде импульсная нагрузка на ФПС
обеспечивалась путем удара движущейся массы М через резиновую прокладку в рабочую тележку,
связанную с ФПС жесткой тягой. Масса и скорость тележки, а также жесткость прокладки подбирались
таким образом, чтобы при неподвижной рабочей тележке получился импульс силы с участком, на
котором сила сохраняет постоянное значение, длительностью около 150 мс. Амплитудное значение
импульса силы подбиралось из условия некоторого превышения несущей способности ФПС. Каждый
образец доводился до реализации полного смещения по овальному отверстию.
Во время испытаний на стенде и пресс-пульсаторах контролировались следующие параметры:
• величина динамической продольной силы в пакете ФПС;
• взаимное смещение пластин ФПС;
• абсолютные скорости сдвига пластин ФПС;
• ускорение движения пластин ФПС и ударные массы (для испытаний на стенде).
После каждого нагружения проводился замер напряжения высокопрочного болта.
Из полученных в результате замеров данных наибольший интерес представляют для нас зависимости
продольной силы, передаваемой на соединение (несущей способности ФПС), от величины подвижки S.
Эти зависимости могут быть получены теоретически по формулам, приведенным выше в разделе 3. На
рисунках 4.2 - 4.3 приведено графическое

211.

Рис. 4.2, 4.3 Экспериментальные диаграммы
деформирования ФПС для болтов 22 мм и 24 мм.
представление полученных
диаграмм
деформирования ФПС.
Из рисунков
видно,
что
характер
зависимостей Т(s) соответствует в целом принятым гипотезам и результатам теоретических построений
предыдущего раздела. В частности, четко проявляются три участка деформирования соединения: до
проскальзывания элементов соединения, после проскальзывания листов пакета и после проскальзывания
шайбы относительно наружного листа пакета. Вместе с тем, необходимо отметить существенный разброс
полученных диаграмм. Это связано, по-видимому, с тем, что в проведенных испытаниях принят наиболее
простой приемлемый способ обработки листов пакета. Несмотря на наличие существенного разброса,
полученные диаграммы оказались пригодными для дальнейшей обработки.
В
результате предварительной
обработки экспериментальных
данных
построены
диаграммы
деформирования нахлесточных ФПС. В соответствии с ранее изложенными теоретическими разработками
эти диаграммы должны описываться уравнениями вида (3.14). В указанные уравнения входят 9
параметров:
N0— начальное натяжение; f0 — коэффициент трения покоя;
k0 — коэффициент, определяющий влияние скорости на коэффициент трения скольжения;

212.

k1— коэффициент износа по контакту трущихся листов пакета;
k2— коэффициент износа по контакту листа и шайбы;
Sпл — предельное смещение, при котором возникают пластические деформации в теле болта;
S0— предельное смещение, при котором возникает срыв шайбы болта относительно листа пакета;
к — коэффициент, характеризующий увеличение натяжения болта вследствие геометрической
нелинейности его работы;
q — коэффициент, характеризующий уменьшение натяжения болта вследствие его пластической
работы.
Обработка экспериментальных данных заключалась в определении этих 9 параметров. При этом
параметры варьировались на сетке их возможных значений. Для каждой девятки значений параметров
по методу наименьших квадратов вычислялась величина невязки между расчетной и экспериментальной
диаграммами деформирования, причем невязка суммировалась по точкам цифровки экспериментальной
диаграммы.
Для поиска искомых значений параметров для болтов диаметром 24 мм последние варьировались в
следующих пределах:
k1, k2— от 0.000001 до 0.00001 с шагом 0.000001 Н; kv— от 0 до 1 с шагом 0.1 с/мм;
S0 — от величины Sпл до 25 с шагом 1 мм; Sпл — от 1 до 10 с шагом 1 мм;
q— от 0.1 до 1 с шагом 0.1 мм~1; f0— от 0.1 до 0.5 с шагом 0.05;
N0— от 30 до 60 с шагом 5 кН; к — от 0.1 до 1 с шагом 0.1;

213.

На
рис.
4.4
и
4.5
приведены
характерные
диаграммы
деформирования
ФПС,
полученные
экспериментально и соответствующие им
теоретические
диаграммы.
Сопоставление
расчетных
и
натурных
данных указывают на то, что подбором
Рис.4.4
Рис. 4.5
параметров
хорошего
ФПС
удается
совпадения
добиться
натурных
и
расчетных диаграмм деформирования ФПС. Расхождение диаграмм на конечном их участке обусловлено
резким падением скорости подвижки перед остановкой, не учитываемым в рамках предложенной теории
расчета ФПС. Для болтов диаметром 24 мм было обработано 8 экспериментальных диаграмм
деформирования. Результаты определения параметров соединения для каждой из подвижек приведены в
таблице 4.1.
Таблица 4.1
Результаты определения параметров ФПС
параметры k1106, k2
k ,
S0, SПЛ
q,
f0 N0, к
1
6
-1
N подвижки кН10 , с/мм мм мм мм
кН
1
кН1
11
32
0.25 11
9 0.0000 0.34 105 260
2
8
15
0,24 8
7 0.0004
0.36 152 90
1
3
12
27
0.44 13.5 11.2 0.0001
0.39 125 230
4
4
7
14
0.42 14.6 12 0.0001
0.29 193 130
2
5
14
35
0.1
8 4.2 0.0006
0.3 370 310
1
6
6
11
0.2 12
9 0.0000 0.3 120 100
7
8
20
0.2 19 16 0.0000
0.3 106 130
2
8
8
15
0.3
9 2.5 0.0002
0.35
154 75
1
8

214.

Приведенные в таблице 4.1 результаты вычислений параметров соединения были статистически
обработаны и получены математические ожидания и среднеквадратичные отклонения для каждого из
параметров. Их значения приведены в таблице 4.2. Как видно из приведенной таблицы, значения
параметров характеризуются значительным разбросом. Этот факт затрудняет применение одноболтовых
ФПС с рассмотренной обработкой поверхности (обжиг листов пакета).
Вместе с тем, переход от
одноболтовых к многоболтовым соединениям должен снижать разброс в параметрах диаграммы
деформирования.
Таблица. 4.2.
Результаты статистической обработки значений параметров ФПС
Значения параметров
Параметры
математическо среднеквадратичн
соединени
е
ое
6я
1
ожидание
отклонение
k1 10 , КН9.25
2.76
6
1
k2 10 , кН21.13
9.06
kv с/мм
0.269
0.115
S0, мм
11.89
3.78
Sпл , мм
8.86
4.32
-1
q, мм
0.00019
0.00022
f0
0.329
0.036
Nо,кН
165.6
87.7
165.6
88.38
5. ОЦЕНКА ПАРАМЕТРОВ ДИАГРАММЫ
ДЕФОРМИРОВАНИЯ МНОГОБОЛТОВЫХ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ (ФПС)

215.

5.1. Общие положения методики расчета
многоболтовых ФПС
Имеющиеся теоретические и экспериментальные исследования одноболтовых ФПС позволяют
перейти к анализу многоболтовых соединений. Для упрощения задачи примем широко используемое в
исследованиях фрикционных болтовых соединений предположение о том, что болты в соединении
работают независимо. В этом случае математическое ожидание несущей способности T и дисперсию DT
(или среднеквадратическое отклонение T ) можно записать в виде:
T( s )
DT
T ( s , 1 , 2 ,... k ) p1( 1 ) p2 ( 2 )...pk ( k )d 1d 2 ...d k
( T T ) p1 p2 ... pk d 1d 2 ...d k
(5.1)
2
2
... T 2 p1 p2 ... pk d 1d 2 ...d k T
(5.2)
T DT
(5.3)
В приведенных формулах:
T ( s , 1 , 2 ,... k ) - найденная выше зависимость несущей способности T от подвижки s и параметров
соединения i; в нашем случае в качестве параметров выступают коэффициент износа k, смещение при
срыве соединения S0 и др.
pi(ai) — функция плотности распределения i-го параметра; по имеющимся данным нам известны лишь
среднее значение i и их стандарт (дисперсия).
Для дальнейших исследований приняты два возможных закона распределения параметров ФПС:
равномерное в некотором возможном диапазоне изменения параметров min i max и нормальное. Если

216.

учесть, что в предыдущих исследованиях получены величины математических ожиданий i и стандарта i
, то соответствующие функции плотности распределения записываются в виде:
а) для равномерного распределения
1
pi
при 3 3
2 i 3
(5.4)
и pi = 0 в остальных случаях;
б) для нормального распределения
pi
1
i 2
e
a
i i
2 i 2
2
(5.5)
.
Результаты расчетного определения зависимостей T(s) и (s) при двух законах распределения
сопоставляются между собой, а также с данными натурных испытаний двух, четырех, и восьми болтовых
ФПС.
5.2. Построение уравнений деформирования стыковых многоболтовых ФПС
Для
вычисления
несущей
способности
соединения
сначала
рассматривается
более
простое
соединение встык. Такое соединение характеризуется всего двумя параметрами - начальной несущей
способностью Т0 и коэффициентом износа k. При этом несущая способность одноболтового соединения
описывается уравнением:
T=Toe-kas .
(5.6)
В случае равномерного распределения математическое ожидание несущей способности соединения
из п болтов составит:

217.

k T 3
dk
dT
kas
T
e
2 k 3 2 T 3
3 k T 3
T0 T 3
T n
T0 T
nT0 e kas
sh( sa k 3 )
sa k
(5.7)
.
При нормальном законе распределения математическое ожидание несущей способности соединения
из п болтов определится следующим образом:
T n
kas
Te
1
T 2
e
( T T ) 2
2 T 2
1
k 2
e
( k k )2
2 k 2
dkdT
( k k )2
( T T ) 2
2
1
1
2 k
2 T 2
kas
n
Te
dT
e
e
dk
.
T 2
k 2
Если учесть, что для любой случайной величины x с математическим ожиданием x функцией
распределения р(х} выполняется соотношение:
x x p( x ) dx ,
то первая скобка. в описанном выражении для вычисления несущей способности соединения Т равна
математическому ожиданию начальной несущей способности Т0. При этом:
T nT0
1
k
kas
e
2
( k k )2
2 k 2
dk .
Выделяя в показателе степени полученного выражения полный квадрат, получим:

218.

T nT0
nT0
1
k 2
1
k 2
k k as k2 2 as k as k2
2 k2
e
2
dk
2
as 2
k k as k2
k
as k
2
2 k2
e
e
dk .
Подынтегральный член в полученном выражении с учетом множителя
1
k 2
представляет не что
иное, как функцию плотности нормального распределения с математическим ожиданием k as k2 и
среднеквадратичным отклонением k . По этой причине интеграл в полученном выражении тождественно
равен 1 и выражение для несущей способности соединения принимает окончательный вид:
T nT0 e
ask
a 2 s 2 k2
2
.
(5.8)
Соответствующие принятым законам распределения дисперсии составляют:
для равномерного закона распределения
2
2
D nT0 e 2 ask 1 T F ( 2 x ) F ( x )2 ,
2
T0
где F ( x )
(5.9)
shx
; x sa k 3
x
для нормального закона распределения
2
2
2 1 A
A1
2
D n T0 T 1 ( A1 ) e T0 e 1 ( A ) ,
2
где A1 2 as( k2 as k ).
(5.10)

219.

Представляет интерес сопоставить полученные зависимости с аналогичными зависимостями,
выведенными выше для одноболтовых соединений.
Рассмотрим, прежде всего, характер изменения несущей способности ФПС по мере увеличения
подвижки s и коэффициента износа k для случая использования равномерного закона распределения в
соответствии с формулой (5.4). Для этого введем по аналогии с (5.4) безразмерные характеристики
изменения несущей способности:
относительное падение несущей способности
sh( x )
kas
T
x
1
e
nT0
(5.11)
.
коэффициент перехода от одноболтового к многоболтовому соединению
1
T
nT0 e kas
sh( x )
.
x
(5.12)
Наконец для относительной величины среднеквадратичного отклонения
с с использованием
формулы (5.9) нетрудно получить
1
nT0 e kas
2
1
T2 sh2 x shx
1
.
2 2 x
n
x
T
0
(5.13)
Аналогичные зависимости получаются и для случая нормального распределения:
2
1 A
e 1 ( A ) ,
2
(5.14)
2 2
2
k s
1 2 kas
e
1 ( A ) ,
2
2
2
T2
1
A1 1 A
1
1
(
A
)
e
e
1
(
A
)
1
2
,
2
n
T0
(5.15)
(5.16)

220.

где
2s2
A k 2 s ka ,
2
A1 2 As ( k2 sa k ) ,
( A )
2
A
2
z
e dz .
0
На рис. 5.1 - 5.2 приведены зависимости i и i от величины подвижки s. Кривые построены при тех же
значениях переменных, что использовались нами ранее при построении зависимости T/T0 для
одноболтового соединения. Как видно из рисунков, зависимости i ( k , s ) аналогичны зависимостям,
полученным для одноболтовых соединений, но характеризуются большей плавностью, что должно
благоприятно сказываться на работе соединения и конструкции в целом.
Особый интерес представляет с нашей точки зрения зависимость коэффициента перехода i ( k , a , s ) . По своему смыслу математическое ожидание несущей
способности многоболтового соединения T получается из несущей способности одноболтового соединения Т1 умножением на , т.е.:
T T1
(5.17)
Согласно (5.12) lim x 1 . В частности, 1 при неограниченном увеличении математического ожидания коэффициента износа k или смещения s.
Более того, при выполнении условия
k k 3
(5.18)
будет иметь место неограниченный рост несущей способности ФПС с увеличением подвижки s, что противоречит смыслу задачи.
Полученный результат ограничивает возможность применения равномерного распределения условием (5.18).
Что касается нормального распределения, то возможность его применения определяется пределом:
lim 2
s
1
lim e ( kas A ) 1 ( A ) .
2 s
Для анализа этого предела учтем известное в теории вероятности соотношение:
x2
1
1
lim 1 x lim
e 2 .
x
x
x
2

221.

1=
а)
2=Т/nT0
S, мм
Подвижка S, мм

222.

Рис.5.1. Графики зависимости расчетного снижения несущей способности ФПС от величины подвижки в соединении при различной толщине пакета листов l
а) при использовании равномерного закона распределения параметров ФПС
б) при использовании нормального закона распределения параметров ФПС
● - l=20мм; ▼ - l=30мм; □ - l=40мм; - l=50мм; - l=60мм; ○ - l=70мм; - l=80мм;

223.

1
а)
S, мм

224.

Коэффициент перехода 2
б)
Подвижка S, мм
Рис.5.2. Графики зависимости коэффициента перехода от одноболтового к многоболтовому ФПС от величины подвижки в соединении при различной толщине
пакета листов l
а) при использовании равномерного закона распределения параметров ФПС
б) при использовании нормального закона распределения параметров ФПС
● - l=20мм; - l=30мм; □ - l=40мм; - l=50мм; - l=60мм; ○ - l=70мм; - l=80мм
С учетом сказанного получим:
A2
1
1 2 1
0.
lim 2 lim e kas A
e
s
s 2
A
2
(5.19)
Предел (5.19) указывает на возможность применения нормального закона распределения при любых соотношениях k и k.
Результаты обработки экспериментальных исследований, выполненные ранее, показывают, что разброс значений несущей способности ФПС для случая
обработки поверхностей соединяемых листов путем нанесения грунтовки ВЖС достаточно велик и достигает 50%. Однако даже в этом случае применение ФПС вполне

225.

приемлемо, если перейти от одноболтовых к многоболтовым соединениям. Как следует из полученных формул (5.13, 5.16), для среднеквадратичного отклонения 1
последнее убывает пропорционально корню из числа болтов. На рисунке 5.3 приведена зависимость относительной величины среднеквадратичного отклонения 1 от
безразмерного параметра х для безразмерной подвижки 2-х, 4-х, 9-ти и 16-ти болтового соединений. Значения T и T0 приняты в соответствии с данными
выполненных экспериментальных исследований. Как видно из графика, уже для 9-ти болтового соединения разброс значений несущей способности Т не превосходит
25%, что следует считать вполне приемлемым.
Рис.5.3. Зависимость относительного разброса несущей
способности ФПС от величины подвижки при различном
числе болтов n
5.3. Построение уравнений деформирования нахлесточных многоболтовых
соединений
Распространение использованного выше подхода на расчет нахлесточных соединений достаточно громоздко из-за большого количества случайных параметров,
определяющих работу соединения. Однако с практической точки зрения представляется важным учесть лишь максимальную силу трения Тmax, смещение при срыве

226.

соединения S0 и коэффициент износа k. При этом диаграмма деформирования соединения между точками (0,Т0) и (S0, Tmax) аппроксимируется линейной
зависимостью. Для учета излома графика T(S) в точке S0 введена функция :
1 при 0 S S 0
S , S 0
0 при S S 0
(5.20)
При этом диаграмма нагружения ФПС описывается уравнением:
T ( S ) T1 ( S , S0 ,T0 ,Tmax ) ( S , S0 ) T2 ( S ,Tmax ,k , S0 ) 1 ( S , S0 ) ,
где T1( S ) T0 ( Tmax T0 )
S
,
S0
(5.21)
T2 ( S ) Tmax e ka( S S0 ) .
Математическое ожидание несущей способности нахлесточного соединения из n болтов определяется следующим интегралом:
T n
T ( S ) p( k ) p( S0 ) p( Tmax ) dk dS0 dT0 dTmax n I1 I 2
(5.22)
k S0 T0 Tmax
Обратимся сначала к вычислению первого интеграла. После подстановки в (5.22) представления для Т1 согласно (5.20) интеграл I1 может быть представлен в
виде суммы трех интегралов:
s
I 1 T0 ( Tmax T0 ) s , S 0 p( S 0 ) p( T0 ) p( Tmax )
S0
S0 T0 Tmax
dS 0 dT0 dTmax I 1,1 I 1,2 I 1,3
где
I1,1
T0 p( T0 ) ( s ,S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax )dTmax dS0 dT0
S0 T0 Tmax
T0 p( T0 )dT0 s , S0 p( S0 )dS0 Tmax p( Tmax )dTmax
T0
S0
Tmax
Если учесть, что для любой случайной величины x выполняются соотношения:
(5.23)

227.

xp( x )dx x ,
p( x )dx 1
и
то получим
I 1,1 T ( s , S0 )p( S0 ) dS0 .
S0
Аналогично
s
I1,2
Tmax S0 ( s ,S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax ) dS0 dT0 dTmax
S0 T0 Tmax
T max
( s , S0 )
S0
S0
p( S0 ) dS0 .
s
I1,3
T0 S0 ( s ,S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax ) dS0 dT0 dTmax
S0 T0 Tmax
T0
S0
( s , S0 )
S0
p( S0 ) dS0 .
Если ввести функции
1 ( s ) ( s , S 0 ) p( S 0 ) dS0
(5.24)
и
( s , S0 )
S0
1( s )
p( S 0 ) dS0 ,
(5.25)
то интеграл I1 можно представить в виде:
I 1 T 1( s ) ( T max T 0 )s 2 ( s ).
(5.26)

228.

Если учесть, что на первом участке s < S0, то с учетом (5.20) формулы (5.24) и (5.25) упростятся и примут вид:
1( s ) p( S0 )dS0
(5.27)
s
2( s )
s
p( S0 )
dS0 .
S0
(5.28)
Для нормального распределения p(S0) функция 1 1 erf ( s ) , а функция записывается в виде:
( S0 S 0 )2
2
s
e
2 s2
S0
dS0 .
(5.29)
Для равномерного распределения функции 1 и 2 могут быть представлены аналитически:
1 при s S 0 s 3
1 S0 s 3 s при S 0 s 3 s S 0 s 3
0 при s S 0 s 3 .
(5.30)
S0 s 3
1
ln
при s S 0 s 3
2 s 3 S 0 s 3
S0 s 3
1
2
ln
при S 0 s 3 s S 0 s 3
s
2 s 3
0 при s S 0 s 3
(5.31)
Аналитическое представление для интеграла (5.23) весьма сложно. Для большинства видов
распределений его целесообразно табулировать; для равномерного распределения интегралы I1 и I2
представляются в замкнутой форме:

229.

S0 s 3
S
ln
при S S 0 s 3
T 0 ( T max T 0 )
2
3
S
3
0
s
s
S0 s 3
S0 s 3
1
( T max T 0 )S ln
I1
T 0 S 0 s 3 S ln
(5.32)
s
s
2
3
s
при S 0 s 3 S S 0 s 3
0 при S S 0 3
s
0 при S S 0 s 3
I2 T m
F( S ) F( s 3 )
2
3
s
(5.33)
при S S 0 s 3 ,
причем F ( x ) Ei ax( k k 3 ) Ei ax( k k 3 ) . В формулах (5.32, 5.33) Ei - интегральная показательная
функция.
Полученные формулы подтверждены результатами экспериментальных исследований многоболтовых
соединений и рекомендуются к использованию при проектировании сейсмостойких конструкций с ФПС.

230.

6. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ТЕХНОЛОГИИ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ ФПС И СООРУЖЕНИЙ С
ТАКИМИ СОЕДИНЕНИЯМИ
Технология изготовления ФПС включает выбор материала элементов соединения,
подготовку контактных поверхностей, транспортировку и хранение деталей, сборку
соединений. Эти вопросы освещены ниже.
6.1. Материалы болтов, гаек, шайб и покрытий
контактных поверхностей стальных деталей ФПС
и опорных поверхностей шайб
Для ФПС следует применять высокопрочные болты по ГОСТ 553-77, гайки по ГОСТ
22354-74, шайбы по ГОСТ 22355-75 с обработкой опорной поверхности по указаниям
раздела 6.4 настоящего пособия. Основные размеры в мм болтов, гаек и шайб и расчетные
площади поперечных сечений в мм2 приведены в табл.6.1.
Таблица 6.1.
Номиналь
Расчетная
Высота
Высота
ный
площадь
головки
гайки
диаметр по сечения
телу по резьбе
по
Размер
Диаметр
Размеры шайб
Толщина
Диаметр
под ключ опис.окр.
внутр.
нар.
гайки
27
29,9
4
18
37
болта
16
201
157
12
15
18
255
192
13
16
30
33,3
4
20
39
20
314
245
14
18
32
35,0
4
22
44
22
380
303
15
19
36
39,6
6
24
50
24
453
352
17
22
41
45,2
6
26
56
27
573
459
19
24
46
50,9
6
30
66
30
707
560
19
24
46
50,9
6
30
66
36
1018
816
23
29
55
60,8
6
39
78

231.

ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ФПС И СООРУЖЕНИЙ С ТАКИМИ СОЕДИНЕНИЯМИ
Технология изготовления ФПС включает выбор материала элементов соединения, подготовку
контактных поверхностей, транспортировку и хранение деталей, сборку соединений. Эти вопросы
освещены ниже.
6.1.
Материалы болтов, гаек, шайб и покрытий контактных поверхностей
стальных деталей ФПС и опорных поверхностей шайб
Для ФПС следует применять высокопрочные болты по ГОСТ 553-77, гайки по ГОСТ 22354-74, шайбы
по ГОСТ 22355-75 с обработкой опорной поверхности по указаниям раздела 6.4 настоящего пособия.
Основные размеры в мм болтов, гаек и шайб и расчетные площади поперечных сечений в мм 2 приведены
в табл.6.1.
Таблица 6.1.
Номина Расчетная Высота Высот Разме Диамет
льный
диаметр
болта
площадь головк
сечения
и
а
р под
р
Размеры шайб
Диаметр
внут нар.
на
Толщи
гайки ключ опис.ок
по
р.
р. гайки
по телу по
16
201 резьбе
157
12
15
27
29,9
4
18
37
18
255 192
13
16
30
33,3
4
20
39
20
314 245
14
18
32
35,0
4
22
44
22
380 303
15
19
36
39,6
6
24
50
24
453 352
17
22
41
45,2
6
26
56

232.

27
573 459
19
24
46
50,9
6
30
66
30
707 560
19
24
46
50,9
6
30
66
36
1018 816
23
29
55
60,8
6
39
78
42
1386 1120
26
34
65
72,1
8
45
90
48
1810 1472
30
38
75
83,4
8
52
100
Полная длина болтов в случае использования шайб по ГОС 22355-75 назначается в соответствии с
данными табл.6.2.
Таблица 6.2.
Номинальна Длина резьбы 10
16 18 20 22
я
длина резьбы d
40
*
45
38 *
стержня
50
38 42 *
55
38 42 46 *
60
38 42 46 50
65
38 42 46 50
70
38 42 46 50
75
38 42 46 50
80
38 42 46 50
85
38 42 46 50
90
38 42 46 50
95
38 42 46 50
100
38 42 46 50
105
38 42 46 50
110
38 42 46 50
115
38 42 46 50
120
38 42 46 50
125
38 42 46 50
130
38 42 46 50
140
38 42 46 50
150
38 42 46 50
160,
170,
при номинальном диаметре
24 27 30 36 42 48
*
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
66
66
66
66
66
66
66
66
66
66
66
66
66
66
78
78
78
78
78
78
78
78
78
78
78
90
90
90
90
90
90
90
90
102
102
102
102
102
102
102

233.

190,
200, 44 48 52 56 60 66 72 84 96 108
240,260,280,
220
Примечание: знаком * отмечены
болты с резьбой по всей длине стержня.
300
Для консервации контактных поверхностей стальных деталей следует
применять
фрикционный грунт ВЖС 83-02-87 по ТУ. Для нанесения на опорные поверхности шайб методом
плазменного напыления антифрикционного покрытия следует применять в качестве материала
подложки интерметаллид ПН851015 по ТУ-14-1-3282-81, для несущей структуры - оловянистую
бронзу БРОФ10-8 по ГОСТ, для рабочего тела - припой ПОС-60 по ГОСТ.
Примечание: Приведенные данные действительны при сроке хранения несобранных конструкций до 1
года.
6.2. Конструктивные требования к соединениям
В конструкциях соединений должна быть обеспечена возможность свободной постановки
болтов, закручивания гаек и плотного стягивания пакета болтами во всех местах их постановки с
применением динамометрических ключей и гайковертов.
Номинальные диаметры круглых и ширина овальных отверстий в элементах для пропуска
высокопрочных болтов принимаются по табл.6.3.
Таблица 6.3.
Номинальный диаметр болта в мм.
16 18 20 22 24 27 30 36 42 48
соединений
Определяющи 17 19 21 23 25 28 32 37 44 50
Группа
х геометрию
Не
20
23
25
28
30
33
36
40
45
52
определяющи
Длины овальных отверстий в элементах для пропуска высокопрочных болтов назначают по
х геометрию
результатам вычисления максимальных абсолютных смещений соединяемых деталей для каждого
ФПС по результатам предварительных расчетов при обеспечении несоприкосновения болтов о

234.

края овальных отверстий, и назначают на 5 мм больше для каждого возможного направления
смещения.
ФПС следует проектировать возможно более компактными.
Овальные отверстия одной детали пакета ФПС могут быть не сонаправлены.
Размещение болтов в овальных отверстиях при сборке ФПС устанавливают с учетом
назначения ФПС и направления смещений соединяемых элементов.
При необходимости в пределах одного овального отверстия может быть размещено более
одного болта.
Все контактные поверхности деталей ФПС, являющиеся внутренними для ФПС, должны быть
обработаны грунтовкой ВЖС 83-02-87 после дробеструйной (пескоструйной) очистки.
Не допускается осуществлять подготовку тех поверхностей деталей ФПС, которые являются
внешними поверхностями ФПС.
Диаметр болтов ФПС следует принимать не менее 0,4 от толщины соединяемых пакета
соединяемых деталей.
Во всех случаях несущая способность основных элементов конструкции, включающей ФПС,
должна быть не менее чем на 25% больше несущей способности ФПС на фрикционнонеподвижной стадии работы ФПС.
Минимально допустимое расстояние от края овального отверстия до края детали должно
составлять:
- вдоль направления смещения >= 50 мм.
- поперек направления смещения >= 100 мм.
В соединениях прокатных профилей с непараллельными поверхностями полок или при
наличии непараллельности наружных плоскостей ФПС должны применяться клиновидные шайбы,
предотвращающие перекос гаек и деформацию резьбы.

235.

Конструкции ФПС и конструкции, обеспечивающие соединение ФПС с основными элементами
сооружения, должны допускать возможность ведения последовательного не нарушающего
связности сооружения ремонта ФПС.
6.3. Подготовка контактных поверхностей элементов и методы контроля.
Рабочие контактные поверхности элементов и деталей ФПС должны быть подготовлены
посредством либо пескоструйной очистки в соответствии с указаниями ВСН 163-76, либо
дробеструйной очистки в соответствии с указаниями.
Перед обработкой с контактных поверхностей должны быть удалены заусенцы, а также другие
дефекты, препятствующие плотному прилеганию элементов и деталей ФПС.
Очистка должна производиться в очистных камерах или под навесом, или на открытой
площадке при отсутствии атмосферных осадков.
Шероховатость поверхности очищенного металла должна находиться в пределах 25-50 мкм.
На очищенной поверхности не должно быть пятен масел, воды и других загрязнений.
Очищенные контактные поверхности должны соответствовать первой степени удаления
окислов и обезжиривания по ГОСТ 9022-74.
Оценка шероховатости контактных поверхностей производится визуально сравнением с
эталоном или другими апробированными способами оценки шероховатости.
Контроль степени очистки может осуществляться внешним осмотром поверхности при помощи
лупы с увеличением не менее 6-ти кратного. Окалина, ржавчина и другие загрязнения на
очищенной поверхности при этом не должны быть обнаружены.
Контроль
степени
обезжиривания
осуществляется
следующим
образом:
на
очищенную
поверхность наносят 2-3 капли бензина и выдерживают не менее 15 секунд. К этому участку
поверхности прижимают кусок чистой фильтровальной бумаги и держат до полного впитывания

236.

бензина. На другой кусок фильтровальной бумаги наносят 2-3 капли бензина. Оба куска
выдерживают до полного испарения бензина. При дневном освещении сравнивают внешний вид
обоих кусков фильтровальной бумаги. Оценку степени обезжиривания определяют по наличию
или отсутствию масляного пятна на фильтровальной бумаге.
Длительность перерыва между пескоструйной очисткой поверхности и ее консервацией не
должна превышать 3 часов. Загрязнения, обнаруженные на очищенных поверхностях, перед
нанесением консервирующей грунтовки ВЖС 83-02-87 должны быть удалены жидким калиевым
стеклом или повторной очисткой. Результаты проверки качества очистки заносят в журнал.
6.4. Приготовление и нанесение протекторной грунтовки ВЖС 83 -02-87.
Требования к загрунтованной поверхности. Методы контроля
Протекторная грунтовка ВЖС 83-02-87 представляет собой двуупаковочный лакокрасочный
материал, состоящий из алюмоцинкового сплава в виде пигментной пасты, взятой в количестве
66,7% по весу, и связующего в виде жидкого калиевого стекла плотностью 1,25, взятого в
количестве 33,3% по весу.
Каждая партия материалов должна быть проверена по документации на соответствие ТУ.
Применять материалы, поступившие без документации завода-изготовителя, запрещается.
Перед смешиванием составляющих протекторную грунтовку ингредиентов следует довести
жидкое калиевое стекло до необходимой плотности 1,25 добавлением воды.
Для приготовления грунтовки ВЖС 83-02-87 пигментная часть и связующее тщательно
перемешиваются и доводятся до рабочей вязкости 17-19 сек. при 18-20°С добавлением воды.
Рабочая вязкость грунтовки определяется вискозиметром ВЗ-4 (ГОСТ 9070-59) по методике
ГОСТ 17537-72.

237.

Перед и во время нанесения следует перемешивать приготовленную грунтовку до полного
поднятия осадка.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 сохраняет малярные свойства (жизнеспособность) в течение 48 часов.
Грунтовка
ВЖС
83-02-87
наносится
под
навесом
или
в
помещении.
При
отсутствии
атмосферных осадков нанесение грунтовки можно производить на открытых площадках.
Температура воздуха при произведении работ по нанесению грунтовки ВЖС 83-02-87 должна
быть не ниже +5°С.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 может наноситься методами пневматического распыления, окраски
кистью, окраски терками. Предпочтение следует отдавать пневматическому распылению.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 наносится за два раза по взаимно перпендикулярным направлениям с
промежуточной сушкой между слоями не менее 2 часов при температуре +18-20°С.
Наносить
грунтовку
следует
равномерным
сплошным
слоем,
добиваясь
окончательной
толщины нанесенного покрытия 90-110 мкм. Время нанесения покрытия при естественной сушке
при температуре воздуха 18-20 С составляет 24 часа с момента нанесения последнего слоя.
Сушка загрунтованных элементов и деталей во избежание попадания атмосферных осадков и
других загрязнений на невысохшую поверхность должна проводится под навесом.
Потеки,
пузыри,
морщины,
сорность,
не
прокрашенные
места
и
другие
дефекты
не
допускаются. Высохшая грунтовка должна иметь серый матовый цвет, хорошее сцепление
(адгезию) с металлом и не должна давать отлипа.
Контроль толщины покрытия осуществляется магнитным толщиномером ИТП-1.
Адгезия определяется методом решетки в соответствии с ГОСТ 15140-69 на контрольных
образцах,
окрашенных
конструкций.
по
принятой
технологии
одновременно
с
элементами
и
деталями

238.

Результаты проверки качества защитного покрытия заносятся в Журнал контроля качества
подготовки контактных поверхностей ФПС.
6.4.1 Основные требования по технике безопасности при работе
с грунтовкой ВЖС 83-02-87
Для обеспечения условий труда необходимо соблюдать:
"Санитарные правила при окрасочных работах с применением ручных распылителей"
(Министерство здравоохранения СССР, № 991-72)
"Инструкцию по санитарному содержанию помещений и оборудования производственных
предприятий" (Министерство здравоохранения СССР, 1967 г.).
При пневматическом методе распыления, во избежание увеличения туманообразования и
расхода лакокрасочного материала, должен строго соблюдаться режим окраски. Окраску следует
производить в респираторе и защитных очках. Во время окрашивания в закрытых помещениях
маляр должен располагаться таким образом, чтобы струя лакокрасочного материала имела
направление преимущественно в сторону воздухозаборного отверстия вытяжного зонта. При
работе на открытых площадках маляр должен расположить окрашиваемые изделия так, чтобы
ветер не относил распыляемый материал в его сторону и в сторону работающих вблизи людей.
Воздушная магистраль и окрасочная аппаратура должны быть оборудованы редукторами
давления и манометрами. Перед началом работы маляр должен проверить герметичность
шлангов, исправность окрасочной аппаратуры и инструмента, а также надежность присоединения
воздушных шлангов к краскораспределителю и воздушной сети. Краскораспределители, кисти и
терки в конце рабочей смены необходимо тщательно очищать и промывать от остатков грунтовки.

239.

На каждом бидоне, банке и другой таре с пигментной частью и связующим должна быть
наклейка или бирка с точным названием и обозначением этих материалов. Тара должна быть
исправной с плотно закрывающейся крышкой.
При приготовлении и нанесении грунтовки ВЖС 83-02-87 нужно соблюдать осторожность и не
допускать ее попадания на слизистые оболочки глаз и дыхательных путей.
Рабочие и ИТР, работающие на участке консервации, допускаются к работе только после
ознакомления с настоящими рекомендациями, проведения инструктажа и проверки знаний по
технике безопасности. На участке консервации и в краскозаготовительном помещении не
разрешается работать без спецодежды.
Категорически запрещается прием пищи во время работы. При попадании составных частей
грунтовки или самой грунтовки на слизистые оболочки глаз или дыхательных путей необходимо
обильно промыть загрязненные места.

240.

6.4.2 Транспортировка и хранение элементов и деталей, законсервированных
грунтовкой
ВЖС 83-02-87
Укладывать, хранить и транспортировать законсервированные элементы и детали нужно так,
чтобы исключить возможность механического повреждения и загрязнения законсервированных
поверхностей.
Собирать можно только те элементы и детали, у которых защитное покрытие контактных
поверхностей полностью высохло. Высохшее защитное покрытие контактных поверхностей не
должно иметь загрязнений, масляных пятен и механических повреждений.
При
наличии
загрязнений
и
масляных
пятен
контактные
поверхности
должны
быть
обезжирены. Обезжиривание контактных поверхностей, законсервированных ВЖС 83-02-87,
можно производить водным раствором жидкого калиевого стекла с последующей промывкой
водой и просушиванием. Места механических повреждений после обезжиривания должны быть
подконсервированы.
6.5. Подготовка и нанесение антифрикционного покрытия на опорные
поверхности шайб
Производится очистка только одной опорной поверхности шайб в дробеструйной камере
каленой дробью крупностью не более 0,1 мм. На отдробеструенную поверхность шайб методом
плазменного напыления наносится подложка из интерметаллида ПН851015 толщиной . …..м. На
подложку из интерметаллида ПН851015 методом плазменного напыления наносится несущий слой

241.

оловянистой бронзы БРОФ10-8. На несущий слой оловянистой бронзы БРОФ10-8 наносится
способом лужения припой ПОС-60 до полного покрытия несущего слоя бронзы.
6.6. Сборка ФПС
Сборка ФПС проводится с использованием шайб с фрикционным покрытием одной из
поверхностей, при постановке болтов следует располагать шайбы обработанными поверхностями
внутрь ФПС.
Запрещается
очищать
внешние
поверхности
внешних
деталей
ФПС.
Рекомендуется
использование неочищенных внешних поверхностей внешних деталей ФПС.
Каждый болт должен иметь две шайбы (одну под головкой, другую под гайкой). Болты и гайки
должны быть очищены от консервирующей смазки, грязи и ржавчины, например, промыты
керосином и высушены.
Резьба болтов должна быть прогнана путем провертывания гайки от руки на всю длину
резьбы. Перед навинчиванием гайки ее резьба должна быть покрыта легким слоем консистентной
смазки.
Рекомендуется следующий порядок сборки:
совмещают отверстия в деталях и фиксируют их взаимное положение;
устанавливают болты и осуществляют их натяжение гайковертами на 90% от проектного
усилия. При сборке многоболтового ФПС установку болтов рекомендуется начать с болта
находящегося в центре тяжести поля установки болтов, и продолжать установку от центра к
границам поля установки болтов;
после проверки плотности стягивания ФПС производят герметизацию ФПС;
болты затягиваются до нормативных усилий натяжения динамометрическим ключом.

242.

243.

244.

245.

246.

247.

248.

249.

250.

соединениям ФПС Уздина А М и др
Патент изобретение ФИПС РОСПАТЕНТ Коваленко Александра Ивановича и другие название изобретения СПОСОБ ЗАЩИТЫ ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ ПРИ
ВЗРЫВЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ И ЛЕГКОСБРАСЫВАЕМЫХ СОЕДИНЕНИЙ, ИСПОЛЬЗУЮЩИЕ СИСТЕМУ ДЕМПФИРОВАНИЯ
ФРИКЦИОННОСТИ И СЕЙСМОИЗОЛЯЦИЮ ДЛЯ ПОГЛОЩЕНИЯ ВЗРЫВНОЙ И СЕЙСМИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ
РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ
(19)
RU
(11)
2010136746
(13)
A
(51) МПК
E04C2/00 (2006.01)
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ
СОБСТВЕННОСТИ,
ПАТЕНТАМ И ТОВАРНЫМ ЗНАКАМ
(12)
ЗАЯВКА НА ИЗОБРЕТЕНИЕ
По данным на 26.03.2013 состояние делопроизводства: Экспертиза по существу
(21), (22) Заявка: 2010136746/03, 01.09.2010
Приоритет(ы):
(22) Дата подачи заявки: 01.09.2010
(43) Дата публикации заявки: 20.01.2013
Адрес для переписки:
443004, г.Самара, ул.Заводская, 5, ОАО "Теплант"
(71) Заявитель(и):
Открытое акционерное общество "Теплант" (RU)
(72) Автор(ы):
Подгорный Олег Александрович (RU),
Акифьев Александр Анатольевич (RU),
Тихонов Вячеслав Юрьевич (RU),
Родионов Владимир Викторович (RU),
Гусев Михаил Владимирович (RU),
Коваленко Александр Иванович (RU)
(54) СПОСОБ ЗАЩИТЫ ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ ПРИ ВЗРЫВЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ И ЛЕГКОСБРАСЫВАЕМЫХ СОЕДИНЕНИЙ,
ИСПОЛЬЗУЮЩИЕ СИСТЕМУ ДЕМПФИРОВАНИЯ ФРИКЦИОННОСТИ И СЕЙСМОИЗОЛЯЦИЮ ДЛЯ ПОГЛОЩЕНИЯ ВЗРЫВНОЙ И СЕЙСМИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ
(57) Формула изобретения
1. Способ защиты здания от разрушений при взрыве или землетрясении, включающий выполнение проема/проемов рассчитанной площади для снижения до допустимой величины взрывного давления, возникающего
во взрывоопасных помещениях при аварийных внутренних взрывах, отличающийся тем, что в объеме каждого проема организуют зону, представленную в виде одной или нескольких полостей, ограниченных
эластичным огнестойким материалом и установленных на легкосбрасываемых фрикционных соединениях при избыточном давлении воздухом и землетрясении, при этом обеспечивают плотную посадку
полости/полостей во всем объеме проема, а в момент взрыва и землетрясения под действием взрывного давления обеспечивают изгибающий момент полости/полостей и осуществляют их выброс из проема и

251.

соскальзывают с болтового соединения за счет ослабленной подпиленной гайки.
2. Способ по п.1, отличающийся тем, что «сэндвич»-панели, щитовые панели смонтированы на высокоподатливых с высокой степенью подвижности фрикционных, скользящих соединениях с сухим трением с
включением в работу фрикционных гибких стальных затяжек диафрагм жесткости, состоящих из стальных регулируемых натяжений затяжек сухим трением и повышенной подвижности, позволяющие перемещаться
перекрытиям и «сэндвич»-панелям в горизонтали в районе перекрытия 115 мм, т.е. до 12 см, по максимальному отклонению от вертикали 65 мм, т.е. до 7 см (подъем пятки на уровне фундамента), не подвергая
разрушению и обрушению конструкции при аварийных взрывах и сильных землетрясениях.
3. Способ по п.2, отличающийся тем, что каждая «сэндвич»-панель крепится на сдвигоустойчивых соединениях со свинцовой, медной или зубчатой шайбой, которая распределяет одинаковое напряжение на все
четыре-восемь гаек и способствует одновременному поглощению сейсмической и взрывной энергии, не позволяя разрушиться основным несущим конструкциям здания, уменьшая вес здания и амплитуду колебания
здания.
4. Способ по п.3, отличающийся тем, что за счет новой конструкции сдвигоустойчивого податливого соединения на шарнирных узлах и гибких диафрагмах «сэндвич»-панели могут монтироваться как самонесущие
без стального каркаса для малоэтажных зданий и сооружений.
5. Способ по п.4, отличающийся тем, что система демпфирования и фрикционности и поглощения сейсмической энергии может определить величину горизонтального и вертикального перемещения «сэндвич»-панели
и определить ее несущую способность при землетрясении или взрыве прямо на строительной площадке, пригрузив «сэндвич»-панель и создавая расчетное перемещение по вертикали лебедкой с испытанием на сдвиг
и перемещение до землетрясения и аварийного взрыва прямо при монтаже здания и сооружения.
6. Способ по п.5, отличающийся тем, что расчетные опасные перемещения определяются, проверяются и затем испытываются на программном комплексе ВК SCAD 7/31 r5, ABAQUS 6.9, MONOMAX 4.2, ANSYS,
PLAKSIS, STARK ES 2006, SoliddWorks 2008, Ing+2006, FondationPL 3d, SivilFem 10, STAAD.Pro, а затем на испытательном при объектном строительном полигоне прямо на строительной площадке испытываются
фрагменты и узлы, и проверяются экспериментальным путем допустимые расчетные перемещения строительных конструкций (стеновых «сэндвич»-панелей, щитовых деревянных панелей, колонн, перекрытий,
перегородок) на возможные при аварийном взрыве и при землетрясении более 9 баллов перемещение по методике разработанной испытательным центром ОО «Сейсмофонд» - «Защита и безопасность городов».
Ссылка изобретения ЛСК Коваленко Теплант Самара http://www1.fips.ru/fips_servl/fips_servlet
Патент изобретение ФИПС РОСПАТЕНТ Коваленко Александра Ивановича и другие название изобретения СПОСОБ ЗАЩИТЫ ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ ПРИ
ВЗРЫВЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ И ЛЕГКОСБРАСЫВАЕМЫХ СОЕДИНЕНИЙ, ИСПОЛЬЗУЮЩИЕ СИСТЕМУ ДЕМПФИРОВАНИЯ
ФРИКЦИОННОСТИ И СЕЙСМОИЗОЛЯЦИЮ ДЛЯ ПОГЛОЩЕНИЯ ВЗРЫВНОЙ И СЕЙСМИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ

252.

253.

254.

255.

256.

257.

258.

259.

260.

261.

262.

263.

264.

Применение фрикционно-подвижных болтовых соединений для обеспечения
сейсмостойкости строительных конструкций мостов и других сооружений
https://cyberleninka.ru/article/n/primenenie-friktsionno-podvizhnyh-boltovyh-soedineniy-dlya-obespecheniya-seysmostoykosti-stroitelnyh-konstrutsiymostov-i-drugih
Применение фрикционно-подвижных болтовых соединений в виде демпфирующего шарнира для обрушения
верхнего этажа при многокаскадном демпфировании, для обеспечения сейсмостойкости эксплуатирующих
зданий, в зонах сейсмической активности, с расчетом пластического шарнира в ПК SCAD для хрущевок :
Нефтегорск, Грозный, Сочи, Севастополь, выполненных по изобретению проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №
2010136746 "СПОСОБ ЗАЩИТЫ ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ ПРИ ВЗРЫВЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ
СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ И ЛЕГКОСБРАСЫВАЕМЫХ СОЕДИНЕНИЙ, ИСПОЛЬЗУЮЩИЕ СИСТЕМУ
ДЕМПФИРОВАНИЯ ФРИКЦИОННОСТИ И СЕЙСМОИЗОЛЯЦИЮ ДЛЯ ПОГЛОЩЕНИЯ ВЗРЫВНОЙ И
СЕЙСМИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ", №№ 1143895, 1168755, 1174616
https://disk.yandex.ru/d/lv2Nx4MnEeDuYg https://ppt-online.org/988153
https://cyberleninka.ru/article/n/primenenie-friktsionno-podvizhnyh-boltovyh-soedineniy-dlya-obespecheniya-seysmostoykosti-stroitelnyh-konstrutsiy-mostov-i-drugih/viewer

265.

266.

267.

268.

269.

270.

271.

272.

273.

274.

275.

276.

277.

278.

279.

Применение гасителя динамических колебаний с использованием фрикционно-подвижные болтовые соединения с длинными овальными отверстиями на
пятом обрушающимся этаже и легко сбрасываемыми панелями и кровли пятого этажа хрущевки ( согласно патента №154506 «Панель
противовзрывная»), с демонтажем сварочных креплений на пятом этаже, для повышения сейсмостойкости существующих панельных оставшихся двух
пятиэтажек не разрушенных землетрясением 27 мая 1995 у памятника Ленина в г. Нефтегорске, и их программная реализация расчета

280.

существующих двух пятиэтажек на прогрессирующее лавинообразное обрушение, взаимодействие здания с геологической средой, в среде вычислительного
комплекса SCAD Office, согласно изобретения № 2010136746 испытаны в 2021 в лаборатории ПКТИ ул Афонская 2

281.

282.

283.

284.

285.

286.

287.

288.

289.

290.

291.

292.

293.

294.

295.

296.

297.

298.

299.

300.

301.

302.

303.

304.

305.

306.

307.

308.

309.

310.

311.

312.

313.

314.

315.

316.

317.

318.

319.

320.

321.

322.

323.

324.

325.

326.

327.

328.

329.

330.

331.

332.

333.

334.

335.

336.

337.

338.

339.

340.

341.

342.

343.

344.

345.

346.

347.

348.

349.

350.

351.

352.

353.

354.

355.

356.

357.

358.

359.

360.

361.

362.

363.

364.

365.

366.

367.

368.

369.

370.

371.

372.

373.

374.

375.

376.

377.

378.

379.

380.

381.

382.

383.

384.

385.

386.

387.

388.

389.

390.

391.

392.

393.

394.

395.

396.

397.

398.

399.

400.

401.

402.

403.

404.

405.

406.

407.

408.

409.

410.

411.

412.

413.

414.

415.

416.

417.

418.

419.

420.

421.

422.

423.

424.

425.

426.

427.

428.

429.

430.

431.

432.

433.

434.

435.

436.

437.

438.

439.

440.

441.

442.

443.

444.

445.

446.

447.

448.

449.

450.

451.

452.

[email protected] [email protected] [email protected]
[email protected] [email protected] [email protected]
(994) 434-44-70, (921) 962-67-78 , (996) 7982654, (812) 694-78-10
СБЕР 2202 2006 4085 5233
Счет получателя СБЕР №
40817810455030402987