Секция III. Механика деформируемого твердого тела. Расчет упругопластического структурного сборно-разборного моста

1.

Секция III. Механика деформируемого твердого тела - 2. Теория пластичности и
ползучести 21-25 августа 2023 Политехнический Университет Петера Великого
РАСЧЕТ УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО СТРУКТУРНОГО СБОРОНО
РАЗБОРОНОГО МОСТА НА ОСНОВЕ ТРЕХГРАННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на напряженно
деформируемое состояние (НДС) структурных стальных ферм с большими перемещениями
на предельное равновесие и приспособляемость на пример расчет китайского моста из
сверхлегких, сверхпрочных полимерных гибридных материалов GFRP-MЕТАЛЛ, с
использование стекловолокон, для армейского быстро собираемого моста, для
чрезвычайных ситуациях , длинною 51 метра , грузоподъемностью 200 kN, из трубчатых
GFRP-элементов в КНР [email protected] [email protected]
Доклад СПб ГАСУ XIII Всероссийский съезд по фундаментальным проблемам теоретической
и прикладной механики, Санкт-Петербург, 21-25 августа 2023 года
[email protected]
1

2.

Рис.1 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
В данной работе использовался зарубежный опыта КНР, США по расчету
строительству железнодорожных мостов из американских и китайских
упругопластиче6ских систем На примере опыта КНР, США. Полный вес быстро
собираемого китайского моста 152 kN, построен для использования при чрезвычайных
ситуациях для Народной Китайской Республики и на основе строительство моста в
США, для грузовых автомобилей, из пластинчато-балочных стальных ферм при
строительстве переправы, длиной 205 футов, через реку Суон , в штате Монтана
(США), со встроенным бетонным настилом и натяжными элементами верхнего и нижнего
пояса стальной фермы со значительной экономией строительных материалов
А.М. Уздин 1, В.Г.Темнов, О.А.Егорова, А.И.Кадашов, Х.Н. Мажиев 2,
1
Организация "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ (Санкт-Петербургский Государственный
Архитектурно-Строительный Университет ) , Санкт-Петербург
2
Санкт-Петербургский Политехнический Университет Петра Великого, Петербургский
Университет железнодорожного Транспорта (ПГУПС), Санкт-Петербург
[email protected] [email protected] [email protected]
Аннотация. В данной работе описывается разработанный авторами прямой метод упругопластического анализа
стальных пространственных ферм в условиях больших перемещений с использованием опыта возведения
железнодорожных мотов в КНР, США с использованием демпфирующего компенсатора проф. дтн ПГУПС
А.М.Уздина ( изобретения №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 165078, 2010136746, 1760020) . За
основу был принят инкрементальный метод геометрически нелинейного анализа пространственных ферм,
разработанный ранее одним из авторов, и выполнена его модификация, позволяющая учесть текучесть и
пластические деформации в стержнях ферм. Предложенный метод реализован в виде программного
приложения на платформе Java, и в США была использована 3D-модель . При помощи этого приложения
выполнен ряд примеров, описанных в данной работе. Приведенные примеры демонстрируют, что прямой
расчет пространственных ферм на пластическое предельное равновесие и приспособляемость при больших
перемещениях может быть успешно реализован в программе. Алгоритмы охватывают широкий спектр
упругопластического поведения фермы: упругую работу, приспособляемость, прогрессирующие пластические
деформации и разрушение при формировании механизма. Программное приложение может быть
использовано в качестве тестовой платформы для исследования упругопластического поведения ферм и как
инструмент для решения прикладных задач.
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: стальная ферма, большие перемещения, пластичность, пластинчато-балочные системы, река
Суон, Монтана, КНР, переправа, армейский, встроенным бетонным настилом, метод определения равновесия (МОР),
инкрементальный расчет, пластический шарнир, напряженно-деформируемое состояние (НДС) .
В настоящей стать на примере КНР, США, выполнен организацией "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ
расчет упругопластической структурной , трехгранной фермы КНР при устройстве надвижка
самого пролетного строения из стержневых пространственных структур с использованием рамных
сбороно-разборных конструкций с использованием замкнутых гнутосварных профилей
прямоуголного сечения, типа "Молодечно" (серия 1.460.3-14 ГПИ "Ленпроектсталь-конструция"),
МАРХИ ПСПК", "Кисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная пространсвенная структура" ) на
фрикционно -подвижных соедеиний для обеспечения сейсмостойкого строительства
железнодорожных мостов в Киевской Руси Организация - Фонд поддержки и развития
сейсмостойкого строительства "Защита и безопасность городов» - «Сейсмофонд» ИНН –
2014000780 при
СПб ГАСУ № RA.RU.21СТ39 от 27.05.
2

3.

Рис.2 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Рассмотрены теоретические основы расчета на предельную пластическую нагрузку при
восстановление скоростным способом железнодорожных мостов в Украине при восстановлении
мостов , пролетом 9, 18, 24 метра с применением замкнутых гнутосварных, прямоугольного
сечения профилей типа "Молодечно" (серия 1.460.3.14 ) с использованием опыта модельных
испытаний студентов США, и опыта блока НАТО по восстановления мостов в Ираке, Афганистане,
с применением комбинированных стержневых структурных пространственных конструкций
"Молодечно", "Кисловодск" , МАРХИ с высокими геометрическими жесткостными параметрами,
при восстановлении разрушенных мостов в Киевской Руси с использованием опыта
восстановление мостов блоком НАТО в Северном Вьетнаме, Югославии, Афганистане, Ираке по
восстановлению разрушенных железнодорожных и железобетонных мостов во время боевых
действий и их восстановление , согласно изобретениям проф. дтн ПГУПС А.М.Уздина №№1143895,
1168755, 1174616, 165076, 154506, 2010136746, для доставки гуманитарной помощи в ДНР, ЛНР (
Новороссию) Киевской Руси. Докладчик редактор газеты "Армия Защитников Отечества ",
президента организации "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ ИНН :2014000780, ОГРН: 1022000000824
Мажиев Х Н [email protected] https://disk.yandex.ru/d/F-tJehKQHKcf_A https://pptonline.org/1142357
Рис.3 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
3

4.

Рис.4 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
4

5.

Рис.5 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Упругопластическое поведение структурной стальной фермы рассчитано для системы восстановление конструкции
разрушенного участка железнодорожного большепролетного и автодорожного моста, скоростным способом с
применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с
высокими геометрическими жесткостными параметрами , имеет довольно широкую область применения в
строительстве. Эта система позволяет перекрывать сооружения любого назначения с пролетами до 100 м
включительно . Это могут быть как конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного
автодорожного моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых структурных,
пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными
параметрами и элитные масштабные сооружения типа музеев, выставочных зданий и крытых стадионов для
тренировки футбольных команд, для складских, торговых и специальных производственных помещений, покрытий
машинных залов крупных гидроэлектростанций (Рис. 2. URL: http://www.sistemsmarhi.ru/upload/medialibrary/efe/buria3.gif) [10].
На данный момент система имеет широкое распространение на территории РФ восстановление конструкции
разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным способом с
применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с
высокими геометрическими жесткостными параметрами
Объектом исследования является структурная несущая конструкции большепролетного покрытия конструкции
разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным способом с
применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с
высокими геометрическими жесткостными параметрами и культурно-развлекательного комплекса в городе Донецке.
5

6.

Размеры перекрываемой части здания в плане составляют 68,4х42м. (Рис. 3). Шаг колонн различный в продольном и
поперечном направлении. Отметка низа покрытия +12.2 м [3].
В качестве покрытия используется структурная плита типа Восстановление конструкции разрушенного участка
железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным способом с применением комбинированных
стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими
жесткостными параметрами и МАРХИ. Несущими элементами структурной плиты являются трубы, соединенные в
узлах на болтах, с помощью специальных узловых элементов (коннекторов). В качестве элементарной ячейки
структуры базового варианта принята пирамида с основанием в виде прямоугольника 3х3,6 м (что соответствует
шагу колонн вдоль и поперек здания) и ребрами равными 3,6 м. Высота структурного покрытия составляет 2,73м, угол
наклона ребра а = 49,4°].
Все выбранные сечения труб были приняты по [19, 20].
Система восстановления конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного
моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых структурных, пространственных
конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными параметрами, обладает
множеством положительных качеств и является надежным и экономически выгодным вариантом покрытия [18].
Однако, существует определенный ряд проблем, с которыми возможно столкновение при выборе в качестве покрытия
системы Молодечное , Кисловодск и МАРХИ:
1) использование системы МАРХИ при нестандартных пролетах приводит к геометрическому изменению
элементарной ячейки и соответственно нестандартного шага колонн;
2) из-за нетрадиционного соотношения размеров объекта в плане (для частного случая, рассматриваемого
далее,68,4х42«1, 6:1) в узлах возникают большие усилия. И даже использование высокопрочных болтов из наиболее
прочных марок стали, применяющихся в данный момент в Украине - 40Х «селект», не позволяет решить эту проблему.
Некоторыми возможными способами регулировки усилий в элементах покрытия является:
1) изменение локальных геометрических параметров (в данном случае изменение элементарной ячейки по высоте);
2) изменение общей геометрии покрытия путем «вспарушивания» (перехода от плоской геометрии к криволинейной).
2. Обзор литературы
Выполненный обзор литературы подчинен решению основной задачи, рассматриваемой в данной статье, а именно:
установлению таких геометрических параметров проектируемой конструкции на нетиповом плане, которые
обеспечили бы возможность использования типовых элементов системы МАРХИ (стержней и вставок-коннекторов).
Из множества трудов отечественных и зарубежных авторов, посвященных расчету, проектированию и
эксплуатации структурных покрытий, прежде всего, следует выделить работы посвященные:
- нормативному обеспечению процесса проектирования [1,19,20],
- изложению общих принципов компоновки, расчета и проектирования рассматриваемых конструкций
[2,4,8,10,13,14,17,23],
- численному исследованию особенностей напряженно-деформированного состояния большепролетных
структурных конструкций, в том числе на нетиповом плане, с учетом геометрических несовершенств и других
значимых факторов [3,7,9,11,12,21,24,25],
- разработке аналитических принципов расчета, базирующихся на теории изгиба тонких плит [5,15,16,22]
- типизации и унификации конструктивных элементов структурных покрытий [6,16,18].
Выполненный обзор и анализ проведенных ранее исследований позволил сформулировать основную
задачу исследования, результаты которого представлены в данной статье, а именно: отыскание таких
геометрических параметров типовой ячейки покрытия, которые могли бы удовлетворять
максимальной несущей способности высокопрочного болта 40Х «селект» (100 т), являющегося одним из основных
типовых конструктивных элементов системы МАРХИ, регламентирующего его несущую способность
3. Основная часть
Для достижения этой цели, в работе используется как аналитический, так и численный расчет напряженнодеформированного состояния конструкций.
Аналитический метод расчета основывается на приближенном методе расчета изгибаемых тонких плит и
выполняется в соответствии с методикой, предложенной в изученных нами отечественных работах [16] и зарубежных
[15, 22]. Однако в качестве фундаментальных работ в этом направлении, конечно следует считать работу А.Г.
Трущева [5].
Численные исследования в данном исследовании были выполнены с помощью программного комплекса «SCAD» вычислительного комплекса для прочностного анализа конструкций методом конечных элементов [7]. Единая
графическая среда синтеза расчетной схемы и анализа результатов обеспечивает неограниченные возможности
моделирования расчетных схем от самых простых до самых сложных конструкций [25].
Рекомендации организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ для предельного равновесия и приспособляемости моста
6

7.

1. Необходимо использовать для восстановления разрушенных мостов автодорожного моста, скоростным
способом с применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций
Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными параметрами
2. При переходе от плоской схемы к пространственной в виде пологой оболочки, требуемое значение начальной
стрелы выгиба составляет f/l=1/27, при которой обеспечивается возможность использования стандартных
элементов типа МАРХИ, для пологой оболочки неподвижно закрепленной по контуру.
4. Сопоставление результатов аналитических и численных исследований показывают их
удовлетворительность сходимости в пределах 15%. для восстановление конструкции разрушенного участка
железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным способом с применением
комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с
высокими геометрическими жесткостными параметрами
5. Результаты исследования НДС конструкции, полученные путем «вспарушивания», показали, что
«вспарушивание» является эффективным методом регулирования параметров НДС при условии «жесткого
защемления» конструкции при восстановление конструкции разрушенного участка железобетонного
большепролетного автодорожного моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых
структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими
жесткостными параметрами
"Влияние монтажных соединений секций разборного железнодорожного моста на его напряженнодеформируемое состояние с использованием сдвигового компенсатора проф дтн ПГУПС А.М.Уздина на
фрикционно- подвижных ботовых соединениях для обеспечения сейсмостойкого строительства сборноразборных железнодорожных мостов с антисейсмическими сдвиговыми компенсаторами
на фланцевых фрикционных соединениях, согласно прилагаемых патентов и изобретениям проф. дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№ 1143895Ю 1168755, 1174616, 2770777, 858604 , 165076, 154506 , 2010136746 и технические
условия по изготовлению упругопластической стальной ферм пролетного строения армейского моста,
пролетами 25 метров с использованием опыта КНР, c большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость , для автомобильного моста, шириной 3,2 метра, грузоподъемностью 2 тонн ,
сконструированного со встроенным бетонным настилом по изобретениям : «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 пролетного строения моста» № 2022115073
от 02.06.2022 ) на болтовых соединениях с демпфирующей способностью при импульсных растягивающих
нагрузках, при многокаскадном демпфировании из пластинчатых балок, с применением гнутосварных
прямоугольного сечения профилей многоугольного сечения типа «Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ
«Ленпроектстальконструкция») с использованием изобретений №№ 2155259 , 2188287, 2136822, 2208103, 2208103,
2188915, 2136822, 2172372, 2228415, 2155259, 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165076, 154506
"Влияние монтажных соединений секций разборного железнодорожного моста на его напряженнодеформируемое состояние с использованием сдвигового компенсатора проф дтн ПГУПС А.М.Уздина на
фрикционно- подвижных ботовых соединениях для обеспечения сейсмостойкого строительства сборноразборных железнодорожных мостов с антисейсмическими сдвиговыми компенсаторами
на фланцевых фрикционных соединениях, согласно прилагаемых патентов и изобретениям проф. дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№ 1143895Ю 1168755, 1174616, 2770777, 858604 , 165076, 154506 , 2010136746
7

8.

Рис.6 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
8

9.

После прямого упругопластического расчет стальных структурных ферм , организацией «Сейсмофонд» при СПб
ГАСУ разработаны на общественных началах специальные технические условия по Китайскому (КНР) аналогу
начать изготовление опытных упругопластических стальных ферм , для пролетного строения армейского
моста, пролетами 25 метров с использованием опыта КНР, c большими перемещениями на предельное
равновесие и приспособляемость , для автомобильного моста, шириной 3,2 метра, грузоподъемностью 2 тонн ,
сконструированного со встроенным бетонным настилом по изобретениям : «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 пролетного строения моста» № 2022115073
от 02.06.2022 ) на болтовых соединениях с демпфирующей способностью при импульсных растягивающих
нагрузках, при многокаскадном демпфировании из пластинчатых балок, с применением гнутосварных
прямоугольного сечения профилей многоугольного сечения типа «Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ
«Ленпроектстальконструкция») с использованием изобретений №№ 2155259 , 2188287, 2136822, 2208103, 2208103,
2188915, 2136822, 2172372, 2228415, 2155259, 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165076, 154506
Рис.7 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
9

10.

10

11.

Рис.8 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
11

12.

Рис.9 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и12

13.

приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Рис.10. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
13

14.

Рис.11 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
14

15.

Рис.12. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
15

16.

Рис.13. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
16

17.

Рис.14 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
17

18.

18

19.

Рис.15. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
19

20.

20

21.

Рис.16 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
21
2010136746, 165075, 154506

22.

Рис.17 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Справки по передаче расчета и чертежей быстровозводимого армейского моста из стальных конструкций с
применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа «Молодечно»(серия 1.460ю3-14
«ГПИ «Ленпроектстальконструкция» для системы несущих элементов и элементов сборно –разбороного
надвижного строения железнодорожного моста с быстросъемными компенсаторами со сдвиговой
фрикционно0демпфирующей жесткостью » тел ( 951) 644-16-48, (921) 962-67-78, (996) 798-26-54
[email protected] [email protected] [email protected]
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
В испытательной лаборатории СПб ГАСУ , испытательном центре СПб ГАСУ, аккредитован Федеральной службой
по аккредитации (аттестат № RA.RU.21СТ39, выд. 27.05.2015), организация"Сейсмофонд" при СПб ГАСУ ОГРН:
1022000000824 и ФГАОУ ВО «СПбПУ» № RA.RU.21ТЛ09 от 26.01.2017, 195251, СПб, ул. Политехническая, д 29,
организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ 190005, 2-я Красноармейская ул. д 4 ОГРН: 1022000000824, т/ф:694-78-10
22
https://www.spbstu.ru с[email protected] , (996) 798-26-54, (921) 962-67-78 (аттестат № RA.RU.21ТЛ09, выдан

23.

26.01.2017) проведены испытания фрагментов и узлов сдвиговых компенсаторов проф А. М .Уздина по его
изобреиняим
Испытания на соответствие требованиям (тех. регламент , ГОСТ, тех. условия)1. ГОСТ 56728-2015 Ветровой район –
VII, 2. ГОСТ Р ИСО 4355-2016 Снеговой район – VIII, 3. ГОСТ 30546.1-98, ГОСТ 30546.2-98, ГОСТ 30546.3-98
(сейсмостойкость - 9 баллов). (812) 694-78-10, (921) 962-67-78 https://innodor.ru
Санкт -Петербургское городское отделение Всероссийской общественной организации ветеранов "Профсоюз
Ветеранов Боевых Действий"
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 "Фрикционнодемпфирующий 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 четвѐртой 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 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
23
на транспортно- эксплуатационные характеристики мостового сооружения.

24.

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 сборно-разборности 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 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];
• 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.7.1.1антисейсмическое фланцевое фрикционно-подвижное соединение) для сборно-разборного 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- 24

25.

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
ВЛИЯНИЕ МОНТАЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СЕКЦИЙ РАЗБОРНОГО МОСТА НА ЕГО НАПРЯЖЕННОДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ
ТОМИЛОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ 1
ФГБОУ ВО «Тихоокеанский государственный университет», Хабаровск Россия
https://elibrary.ru/item.asp?id=43813437
1
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 фрикционно-демпфирующий компенсатор, фрикциболт с гильзой, для соединений секций разборного моста https://ppt-online.org/1187144
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
25

26.

федеральное дорожное агентство «Росавтодор» в 2013 году выпустило нормативный документ ОДМ 218.2.029 - 20135,
специально разработанный для применения этого инвентарного комплекта.
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.
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
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).
26

27.

Таким образом, продольная сборка пролетного строения осуществляется путем выгрузки и проектного
расположения секций, совмещения проушин смежных секций и постановки штырей.
1 - штыревые соединения верхнего пояса; 2 - штыревые соединения нижнего пояса; а - расстояние между осями
штыревых соединений
Рисунок 19. 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 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 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)
27

28.

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
Рисунок 203. 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.
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).
28

29.

Рисунок 21. 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 22. Схема стыка секций пролетного строения для пластического состояния с медной гильзой , структурная
схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими
перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
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.
29
Это создает искажение продольного профиля ездового полотна и негативно влияет на пропускную способность и

30.

безопасность движения. При этом визуально по линии прогиба отчетливо наблюдаются переломы в узлах штыревых
соединений секций. При освидетельствовании таких пролетных строений отмечается повышенный зазор между
штырем и отверстием (рисунок 6).
Рисунок 23. 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).
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
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 30
временного моста величиной в пределах 130-150 мм в середине пролета, что вызвало беспокойство организаторов

31.

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.
Основной текст набирается шрифтом Times New Roman, размер 10 пт, межстрочный интервал -1. Абзацный
отступ в основном тексте составляет 1.25 см.
Тезисы могут быть разбиты на разделы. Заголовок раздела выделяется жирным шрифтом и отделяется от текста
раздела дополнительным интервалом 6 пт.
Рисунки располагаются в тексте и сопровождаются подписями непосредственно под рисунком (размер шрифта 9
пт). Перед рисунком должна быть ссылка на него и при необходимости дано описание рисунка. Рисунки внедряются из
файлов в любом графическом формате, обеспечивающем высокое качество и малый объем требуемого дискового
пространства. Ссылки на литературу указываются в квадратных скобках и нумеруются в порядке следования [1, 2].
Формулы набираются в редакторе формул Microsoft Equation 3.0. Таблицы вставляются после ссылок на них и
обеспечиваются названиями, напечатанными шрифтом 9 пт.
31

32.

32

33.

Рис.24 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Расчет предельного равновесия для пролетных строений ферм мост проводился с учетом ,
сейсмических требованиям к стальным каркасам , как в США STAR SEISMIC USA или новые
конструктивные решения антисейсмических демпфирующих связей Кагановского
СЕЙСМИЧЕСКАЯ ЗАЩИТА КАРКАСОВ RC С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ фланцевых фрикционных
компенсаторов США Seismic demands on steel braced frame bu
Seismic_demands_on_steel_braced_frame_bu
https://ru.scribd.com/document/489003023/Seismic-Demands-on-Steel-Braced-Frame-Bu-1
https://ppt-online.org/846004
https://yadi.sk/i/D6zwaIimCrT5JQ
http://www.elektron2000.com/article/1404.html
https://ppt-online.org/827045
https://ppt-online.org/821532
33

34.

Рис.25. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
34

35.

Рис.26 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
35

36.

Рис.27. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
36
2010136746, 165075, 154506

37.

37

38.

38

39.

39

40.

Рис.28. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
40

41.

41

42.

42

43.

43

44.

Рис.29 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
44

45.

45

46.

Рис.30 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
46

47.

47

48.

48

49.

49

50.

Рис.31. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
50

51.

Рис.32. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
51

52.

Специальный репортаж газеты «Армия Защитников Отечества", при
СПб ГАСУ об использовании надвижного армейского моста дружбы для52

53.

применения единственный способ спасти жизнь русских и украинцев ,
объединение, покаяние, против истинного врага глобалистов сатанистов-торгашей-ростовщиков № 8 (8) от 19.01.23 Тезисы, доклад,
аннотация для публикации в сборнике ЛИИЖТа IV Бетанкуровского
международного инженерного форума ПГУПС ОО "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ
19.01.23 т (812) 694-78-10 [email protected]
[email protected] [email protected]
53

54.

Испытательного центра СПб ГАСУ, аккредитован Федеральной службой по
аккредитации (аттестат № RA.RU.21СТ39, выдан 27.05.2015),
ОО
"Сейсмофонд" ОГРН: 1022000000824 [email protected] т/ф 694-7810, (921) 962-67-78 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул д 4
Специальные технические условия монтажных соединениий
упругоплатических стальных ферм , пролетного строения моста из стержневых
структур, МАРХИ ПСПК", "Кисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная
пространсвенная структура" ) с большими пермещениями на предельное
равновесие и приспособляемость ( А.Хейдари, В.В.Галишникова) https://pptonline.org/1148335 https://disk.yandex.ru/i/z59-uU2jA_VCxA
54

55.

Специальные технические условия монтажных соединений
упругоплатических стальных ферм , пролетного строения
моста из стержневых структур, МАРХИ ПСПК",
"Кисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная пространсвенная
структура" ) с большими пермещениями на предельное
равновесие и приспособляемость ( А.Хейдари,
В.В.Галишникова) [email protected]
[email protected]
[email protected]
[email protected]
[email protected]
Рис.33 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
55

56.

Рис.34 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
56

57.

РАСЧЕТ УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО СТРУКТУРНОГО
СБОРОНО РАЗБОРОНОГО МОСТА НА ОСНОВЕ
ТРЕХГРАННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на напряженно
деформируемое состояние (НДС) структурных стальных ферм
с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость на пример расчет китайского моста из
сверхлегких, сверхпрочных полимерных гибридных материалов
GFRP-MЕТАЛЛ, с использование стекловолокна для армейского
быстро собираемого моста, для чрезвычайных ситуациях ,
длинною 51 метра , грузоподъемностью 200 kN, из трубчатых
GFRP-элементов
(Полный вес быстро собираемого китайского моста 152 kN ),
для использования при чрезвычайных ситуациях для Народной
Китайской Республики и на основе строительство моста для
грузовых автомобилей, из пластинчато-балочных стальных
ферм при строительстве переправы ( длиной 205 футов) через
реку Суон , в штате Монтана (США), со встроенным
57

58.

бетонным настилом и натяжными элементами верхнего и
нижнего пояса стальной фермы со значительной экономией
строительных материалов
УДК 624.07
А.М.Уздин докт. техн. наук, профессор кафедры «Теоретическая механика» ПГУПС
6947810@mail/ru
Х.Н.Мажиев -. Президент ОО «СейсмоФонд» при СПб ГАСУ [email protected]
А.И.Кадашов - стажер СПб ГАСУ, зам президента организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ
[email protected]
Е.И.Андреева зам Президента организации «СейсмоФонд», инженер –механик ЛПИ им Калинина
Научные консультанты по недению изобретений проф дтн П.М.Уздина изобретенных еще в
СССР в ЛИИЖТе проф дтн ПГУПС Уздиным А.М №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
165076, 154506, 1760020 2010136746, с натяжными диагональными элементами верхнего и нижнего
пояса ферм и с креплениями болтовыми и сварочными креплениями, ускоренным способом и
сконструированным со встроенным фибробетонным настилом, с пластическими шарнирами, по с
расчетом , как встроенное пролетное строение железнодорожного ( штат Минисота , река
Лебедь) и автомобильного моста ( штат Монтана , река Суон) для более точного расчета ПK
SCAD инженерами организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ , при распределения нагрузок на
полосу движения железнодорожного и грузового автомобильного транспорта, по отдельным 58

59.

фермам, и была рассчитана с использованием 3D –модели конечных элементов в США, при
финансировании проектных и строительных работ ускоренной переправы через реку Суон
Министерством транспорта США и Строительным департаментом штата Монтана США
[email protected]
Богданова И А зам Президента организации «СейсмоФонд», инженер –стрроитель СПб ГАСУ
[email protected] ( 921) 962-67-78 Безвозмездно оказала помощь при расчет в
ПK SCAD прямой упругоплатический расчет стальных ферм пролетом 60 метро для
однопутного железнодорожного моста грузоподьемностью 70 тонн , ширина пути 3, 5 для
перправы через реку Днепр в Смоленской области для военных целях [email protected]
Научный консультан прямого упругопластического расчет стальных американских
пролтетных ферм с большими перемешениями на прельное равновестие и
приспособлчемость , теоретическеи основы расчет на плпмтиснмелн предельное
равновесие и приспособляемость и упругоплатическое поведение стального стержня и
бронзовой или тросовй втулки , гильзы и бота с пропиленным пазом болгаркой для создания
упругоплатическо соедения пролетного строения для создания предельного равновесия
Титова Тамила Семеновна Первый проректор - проректор по научной работе - Ректорат,
Заведующий кафедрой - Кафедра «Техносферная и экологическая безопасность»,
Заместитель Председателя - Учѐный совет Контакты: (812) 436-98-88 (812) 457-84-59
[email protected] Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 7-223 оказала помощь при
расчет в лабораторных испытаниях в ПK SCAD и перводе на русский американских и
китайских публикаций , чертежей, о прямом упругоплатическом расчете стальных
ферм пролетом 60 метро для однопутного железнодорожного моста грузоподьемностью
70 тонн , ширина пути 3, 5 для перправы опытного, учебного сбороно- разбороно моста
через реку Днепр в Смоленской области для военных целях в Новроссии ЛНР, ДНР
соместро с Белорусской Республики [email protected]
Бенин Андрей Владимирович - научный консультан
по проведению лабортаорных
испытаний в ПК SCAD узлов , фрагментов и математических моделей прямого упругопастического
расчет пролетных строений армейского быстрособираемого железножорожного моста с
большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость с учета опыта
американских и китайских инженеров из шатат Монтана и Минисота при переправе через реку
Суон и Лебедь в штате Министоа ( см Китайскую статью на английском языке)
Контакты: [email protected]
(812) 457-80-19, (812) 310-31-28, [email protected]
59

60.

Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 7-225
СМК РД 09.36-2022 «Положение о Научно-исследовательской части» (sig)
Контакты (812) 310-31-28, 58-019 Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9,
ауд. 7-225
Видюшенков Сергей Александрович -- научный консультан
по проведению
лабортаорных испытаний в ПК SCAD узлов , ффрагментов и математических моделей прямого
упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого
железножорожного моста с большими перемещениями напредельное равновесие и
приспособлемость с учето опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтан и
Министоа при переправе через реку Суон и Лбедь в шатет Министоа ( см Китайскую статью на
английском языке)
Контакты: (812) 457-82-34
СМК РД 09.31-2020 «Положение о кафедре ФГБОУ ВО «Петербургский
государственный университет путей сообщения Императора Александра I»
Контакты
[email protected] (812) 457-82-34 (812) 571-53-51
Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 3-309
Декан факультета
Андрей Вячеславович ЗАЗЫКИН--- научный консультан
по проведению
лабортаорных испытаний в ПК SCAD узлов , ффрагментов и математических моделей прямого
упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого
железножорожного моста с большими перемещениями напредельное равновесие и
приспособлемость с учето опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтан и
Министоа при переправе через реку Суон и Лбедь в шатет Министоа ( см Китайскую статью на
английском языке) https://www.spbgasu.ru/Studentam/Fakultety/Avtomobilno-transportnyy_fakultet/
Контакты автомобильно-дорожного факультета
Адрес:
Санкт-Петербург, Курляндская ул., д. 2/5
Адрес для корреспонденции: СПбГАСУ, 2-я Красноармейская ул., д. 4, г. Санкт-Петербург, Россия, 1900
Деканат:
Каб. 102-К
На карте
Тел.:
(812) 251-93-61, (812) 575-01-82, (812) 575-05-12
E-mail:
[email protected]
60

61.

ВКонтакте:
https://vk.com/id337348801
Задать вопрос о приёме на факультет:
Заместителю ответственного секретаря приѐмной комиссии СПбГАСУ по работе на автомобильно-доро
Щербакову Александру Павловичу
➠ Писать на электронную почту: [email protected]
Расчет упругопластических неразрезных с учетом
приспособляемости выполнен организацией «Сейсмофонд» в
СПб ГАСУ 21 января 2023 в ПК SCAD метод предельного
равновесия для расчета статически неопределенных стальных
ферм конструкций. Теория и практика и упругопластический
расчет в SCAD методом предельного равновесия статически
неопределимых неразрезных ферм с учетом приспособляемость с
большими перемещениями на предельное равновесие на основе
применения и использования при расчет в ПК SCAD изобретений
проф дтн ЛИИЖТ А.М.Уздина № 1143895, 1174616, 1143895, 2550777,
2010136746, 165076, 154506, 176020
61

62.

Рис.35 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость ,
неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
62

63.

упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
В работе проведен расчет по методу предельного равновесия
(далее МПР) позволяет, как уже известно, вскрыть резервы
прочности конструкций за счет учета пластических и других
неупругих свойств материалов. В результате расчеты статически
неопределимых конструкций по МПР являются более выгодными,
чем по упругой стадии, и могут приводить к экономии материалов.
Экономичность МПР зависит от большого ряда факторов, в числе
которых наиболее важную роль играет степень статической
неопределимости конструкции.
Рассмотрим дважды статически неопределимую китайскую
балку, изображенную в аксонометрической проекции и ее пластическое состояние и структурную
схему на приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими
перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
63

64.

Рис.36 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
64

65.

Рис.37. Показана китайская стальная ферма которая
рассчитывалась УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО
СТРУКТУРНОГО СБОРОНО РАЗБОРОНОГО МОСТА НА
ОСНОВЕ ТРЕХГРАННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на напряженно
деформируемое состояние (НДС) структурных стальных ферм
с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость на пример расчет китайского моста из
сверхлегких, сверхпрочных полимерных гибридных материалов
GFRP-MЕТАЛЛ, с использование стекловолокна для армейского
быстро собираемого моста, для чрезвычайных ситуациях ,
длинною 51 метра , грузоподъемностью 200 kN, из трубчатых
GFRP-элементов (Полный вес быстро собираемого китайского
моста 152 kN ), для использования при чрезвычайных ситуациях
для Народной Китайской Республики и на основе
строительство моста для грузовых автомобилей, из
пластинчато-балочных стальных ферм при строительстве
переправы ( длиной 205 футов) через реку Суон , в штате
Монтана (США), со встроенным бетонным настилом и
натяжными элементами верхнего и нижнего пояса стальной
фермы со значительной экономией строительных материалов
Балка обладает одинаковой прочностью на изгиб по всей длине.
На рис.1 показана эпюра изгибающих моментов в упругой стадии от
65
нагрузки q=1.

66.

Рис.38. Показан расчет китайской стальная ферма которая
рассчитывалась УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО
СТРУКТУРНОГО СБОРОНО РАЗБОРОНОГО МОСТА НА
ОСНОВЕ ТРЕХГРАННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на напряженно
деформируемое состояние (НДС) структурных стальных ферм
с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость на пример расчет китайского моста из
сверхлегких, сверхпрочных полимерных гибридных материалов
GFRP-MЕТАЛЛ, с использование стекловолокна для армейского
быстро собираемого моста, для чрезвычайных ситуациях ,
длинною 51 метра , грузоподъемностью 200 kN, из трубчатых 66

67.

GFRP-элементов (Полный вес быстро собираемого китайского
моста 152 kN ), для использования при чрезвычайных ситуациях
для Народной Китайской Республики и на основе
строительство моста для грузовых автомобилей, из
пластинчато-балочных стальных ферм при строительстве
переправы ( длиной 205 футов) через реку Суон , в штате
Монтана (США), со встроенным бетонным настилом и
натяжными элементами верхнего и нижнего пояса стальной
фермы со значительной экономией строительных материалов
С точки зрения расчета системы как упругой данная нагрузка
является разрушающей - обозначим ее как qу . Пластические
шарниры образуются на опорах. Следовательно, значение этой
разрушающей нагрузки будет: q= 12M/L
Где Мт - опорный
момент.
Рис. 40 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Рис.41 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Между тем балка работала до сих пор только в пределах упругой
стадии. Она сохранила свою геометрическую неизменяемость и
способна поэтому нести дополнительную нагрузку вплоть до
образования третьего - пролетного шарнира.
67

68.

Пролетный шарнир возникает тогда, когда с ростом нагрузки момент
в середине пролета тоже достигнет величины:
РАСЧЕТ УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО СТРУКТУРНОГО
СБОРОНО-РАЗБОРОНОГО МОСТА НА ОСНОВЕ
ТРЕХГРАННОЙ МЕТАЛЛОДЕРЕВЯННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на
напряженно деформируемое состояние (НДС) структурных
стальных ферм с большими перемещениями на предельное
равновесие и приспособляемость на пример расчет
китайского моста из сверхлегких, сверхпрочных полимерных
гибридных материалов GFRP-MЕТАЛЛ, с использование
стекловолокна для армейского быстро собираемого моста, для
чрезвычайных ситуациях , длинною 51 метра ,
грузоподъемностью 200 kN, из трубчатых GFRP-элементов
(Полный вес быстро собираемого китайского моста 152 kN ),
для использования при чрезвычайных ситуациях для Народной
Китайской Республики и на основе строительство моста для
грузовых автомобилей, из пластинчато-балочных стальных
ферм при строительстве переправы ( длиной 205 футов) через
реку Суон , в штате Монтана (США), со встроенным
бетонным настилом и натяжными элементами верхнего и
нижнего пояса стальной фермы со значительной экономией
строительных материалов.
Леоненко А.В. научный руководитель канд. техн. наук Деордиев С.В.
федеральный университет
Сибирский
68

69.

Рис.42 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
69

70.

Рис.43 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
70

71.

Рис.44 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Упругопластические
расчет
стальных
ферм
с
большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость
всегда была одним из наиболее
распространѐнных материалов используемых
для
строительства на территории нашей страны. Это
обусловлено не только тем, что она всегда была 71
и

72.

остаѐтся самым доступным и сравнительно недорогим
материалом,
но и наличием целого ряда других
преимуществ по сравнению с другими традиционными
материалами. Древесина имеет высокие прочностные
характеристики при достаточно небольшой плотности, а
значит и небольшом собственном весе, что в свою очередь
исключает необходимость сооружения массивных и
дорогостоящих фундаментов. Кроме того к положительным
свойствам древесины как строительного материала
относятся:
низкая
теплопроводность,
способностью
противостоять
климатическим
воздействиям,
воздухопроницаемость, экологическая чистота, а также
природной красота и декоративностью, что для
современных строений играет немаловажную роль.
Упругопластические
расчет
стальных
ферм
с
большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость структуры и
обладают рядом
преимуществ, правильное использование которых позволяет
повысить экономическую эффективность по сравнению с
традиционными решениями. К преимуществам относятся:
пространственность
работы
системы;
повышенная
надѐжность от внезапных разрушений; возможность
перекрытия больших пролѐтов; удобство проектирования
подвесных потолков; максимальная унификация узлов и
элементов; существенное снижение транспортных затрат;
возможность
использования
совершенных
методов
монтажа-сборки на земле и подъѐма покрытия крупными
блоками; архитектурная выразительность и возможность
применения для зданий различного назначения.
В качестве объекта исследования и компоновки
структурного покрытия принята металлодеревянная блокферма пролетом 18 метров (рис. 1). Конструкция блокфермы представляет собой двускатную четырехпанельную
72

73.

пространственную ферму, верхний пояс которой выполнен
из однотипных клеефанерных плит, пространственная
решетка регулярного типа выполнена из деревянных
поставленных V-образно взаимозаменяемых раскосов,
верхний пояс соединен по концам с нижним поясом
раскосами через опорные узлы. Нижние узлы крайних и
средних раскосов соединены между собой металлическим
элементом нижнего пояса, средний элемент нижнего пояса
выполнен из круглой стали, также в ферму введены крайние
стальные стержни нижнего пояса, имеющие по концам Vобразное разветвление и напрямую соединяющие опорные
узлы со средним стальным элементом нижнего пояса [1]
Рис. 45. Блок ферма пролетом 18м Рис.1 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная
схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими
перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Структурное покрытие представляет собой совокупность одиночных блок-ферм связанных
между собой в узлах примыкания раскосов решетки к верхнему поясу и установки дополнительных
затяжек между узлами раскосов, что позволяет комбинировать структурные покрытия различных
пролетов.
С помощью программного комплекса SCAD v.11.5, реализующий конечно-элементное
моделирование были проведены расчеты различных вариантов структур пролетами 6, 9, 12, и 15
метров. Расчет структурной конструкции блок-фермы проводился на основное сочетание нагрузок,
состоящее из постоянных и кратковременных нагрузок. На основе полученных результатов расчета
составлена сводная таблица усилий и напряжений различных элементов структурного покрытия
(таблица 1).
Таблица 1 – Таблица усилий и напряжений
Пролет
Мах.сжимающие Мах.растягивающе
Мах.усилие в затяжке, Мах.перемещение, мм73

74.

структур
ы
6
9
12
15
усилие раскоса,
кН (напряжение
МПа)
120,15 (7,68)
183,95 (11,16)
254,1 (15,56)
296,77 (18,99)
е усилие раскоса,
кН
(напряжение МПа)
99,06 (6,34)
159,9 (10,23)
215,47 (12,73)
264,35 (13,79)
кН (напряжение МПа)
244,58 (240,4)
280,36 (275,58)
331,54 (325,88)
398,92 (392,12)
46,03
57,44
73,34
98,26
Проведенный анализ структурных покрытия пролетами 6, 9, 12, 15 метров показывает, что
более оптимально конструкция работает при относительно небольших пролетах. Увеличение пролета
структуры приводит к увеличению напряжений и деформаций конструкции. Использование
структурных покрытий больших пролетов приводят к значительному повышению собственного веса
конструкции и нерациональному использованию материала. Наиболее оптимальным вариантом
структурного покрытия является пролет структуры 18 х 9 метров (рис 2.).
Предлагаемая конструкция представляет собой структуру образованную посредством
соединения отдельных блок-ферм, размерами в плане 18х9м, в единый конструктивный элемент
покрытия шарнирно опертый по углам.
Рис. 46 Структурное покрытие размерами 18 х 9 метров Рис.1 .Аксонометрическая проекция пластического
состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в
конце цикла интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с
большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
В настоящее время проводится работа по дальнейшему решению задачи применения
металлодеревянных структурных покрытий в условиях повышенной сейсмической опасности.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
1. Инжутов И.С.; Деордиев С.В.; Дмитриев П.А.; Енджиевский З.Л.; Чернышов С.А Патент на
изобретение № 2136822 от 10.09.1999 г.
74

75.

Испытания узлов и фрагментов компенсатора
пролетного строения из упругопластических
стальных ферм 6 , 9, 12, 18, 24 и 30 метров ,
однопутный, автомобильный , ширина проезжей
части 3 метра, грузоподъемностью 10 тонн ,
ускоренным способом, со встроенным бетонным
настилом с пластическими шарнирами (
компенсаторами ) , системой стальных ферм
соединенных элементов на болтовых и соединений
между диагональными натяжными элементами,
верхним и нижним поясом фермы из пластинчатых
пролетной стальной фермы- балки с применением
гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа
"Молодечно" ( серия 1.460.3-14 ГПИ "
Ленпроектстальконструкция" ) для системы
несущих элементов и элементов проезжей части
армейского сбрно- разборного пролетного строения
моста с упругопластическими коменсатора проф
дтн ПГУПС А.М.Уздина с со сдвиговыми
жесткостью с использованием при испытаниях
упругпластических ферм ПК SCAD и использовании
при лабораторных испытаниях в СПб ГАСУ
организацией "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ
выполненный расчет американскими организациями в
программе 3D - модели конечных элементов
компенсатора–гасителя напряжений для
пластичных ферм американскими инженерами, при
строительстве переправы , длиной 260 футов ( 60м
етров ) через реку Суон в штате Монтана в 2017 году
и испозования опыта Китайских инженерорв из КНР,75

76.

расчеты и испытание узлов структутрной фермы
кторый прилагаются ниже организаций
"Сейсмофонд" при СПб ГАСУ
Рис.47 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
76

77.

Рис.48 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
77

78.

Рис. 49
.Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость ,
неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
78

79.

Рис.50 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
79

80.

Упругопластические расчет стальных ферм с большими
перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость и РАСЧЕТ
УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО СТРУКТУРНОГО СБОРОНОРАЗБОРОНОГО МОСТА НА ОСНОВЕ ТРЕХГРАННОЙ
МЕТАЛЛОДЕРЕВЯННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на напряженно
деформируемое состояние (НДС) структурных стальных ферм
с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость на пример расчет китайского моста из
сверхлегких, сверхпрочных полимерных гибридных материалов
GFRP-MЕТАЛЛ, с использование стекловолокна для армейского
быстро собираемого моста, для чрезвычайных ситуациях ,
длинною 51 метра , грузоподъемностью 200 kN, из трубчатых
GFRP-элементов (Полный вес быстро собираемого китайского
моста 152 kN ), для использования при чрезвычайных ситуациях
для Народной Китайской Республики и на основе
строительство моста для грузовых автомобилей, из
пластинчато-балочных стальных ферм при строительстве
переправы ( длиной 205 футов) через реку Суон , в штате 80

81.

Монтана (США), со встроенным бетонным настилом и
натяжными элементами верхнего и нижнего пояса стальной
фермы со значительной экономией строительных материалов.
Леоненко А.В. научный руководитель канд. техн. наук Деордиев С.В.
федеральный университет
Сибирский
Рис.51 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
81

82.

Рис.52 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
82

83.

Рис.53 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Для этого он после окончания упругой стадии должен возрасти на
величину:
После образования опорных пластических шарниров
балку при работе ее на
дополнительную нагрузку Aq можно рассматривать как
статически определимую
вследствие чего имеем рис.3
В результате несущая способность рассматриваемой
балки, определенная по методу предельного равновесия, т.е.
с учетом пластических деформаций, превышает
вычисленную в предположении работы балки как упругой
системы на величину, равную:
83

84.

Показательны опыты, доказывающие эту теорию, по
испытанию плит выполненные Б.Г. Кореневым под
руководством А.А. Гвоздева в 1939 г. А так же более
поздние испытания различных конструкций выполненные
С.М. Крыловым.
В [3] на примере двухпролетной статически
неопределимой балки экспериментально получено значение
перераспределения моментов 30%.
В целом все эти опыты свидетельствуют, что причиной
перераспределения усилий служит вся сумма неупругих
деформаций, возникающих в бетоне, арматуре и
конструкции в целом при работе ее в стадии предельного
равновесия.
84

85.

Рис.54 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
В работе приведен алгоритм инкрементального
упругопластического расчета стальной двух- пролетной
неразрезной балки. Выполнены расчеты балки по упругому
предельному состоянию, исследовано возникновение
пластических шарниров и механизма разрушения.
Рассмотрены условия приспособляемости, и определена
максимальная нагрузка приспособляемости.
В работе приведен алгоритм инкрементального
упругопластического расчета стальной двух- пролетной
неразрезной балки. Выполнены расчеты балки по упругому
предельному состоянию, исследовано возникновение
85

86.

пластических шарниров и механизма разрушения.
Рассмотрены условия приспособляемости, и определена
максимальная нагрузка приспособляемости.
Ключевые слова: стальные конструкции,
упругопластическая работа, пластическая адаптация,
приспособляемость, пластический шарнир, предельная
пластическая нагрузка, инкрементальный метод.
Рис.55 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
В настоящей статье на примере неразрезной двухпролетной
балки описывается инкрементальный метод
упругопластического расчета стальных конструкций при
действии малых перемещений. Целью работы является
86

87.

описание алгоритма инкрементального анализа, который в
дальнейшем будет использован при разработке
инкрементального метода упругопластического расчета
пространственных стержневых конструкций с учетом
больших перемещений.
Принципы инкрементального упругопластического
анализа вводятся для неразрезных балок, формирование
пластических шарниров, в которых особенно хорошо
подходят для визуализации упругопластического поведения.
В работе использована безразмерная форма представления
результатов расчета.
Нагрузка приспособляемости. Приспособляемость
происходит в конструктивных системах, если выполняются
следующие условия: а) пластическое течение во время
нескольких первых циклов нагружения создает поле
остаточных напряжений; б) во всех последующих циклах
нагружения поведение конструкции при наложении
остаточного поля упругих напряжения от приложенных
нагрузок полностью упруго.
Пусть конструктивная система подвержена шаблонной
нагрузке, которая является функцией псевдовремени. Эта
шаблонная нагрузка умножается на коэффициент
нагружения и дает приложенные циклы нагрузки. Для
заданного значения коэффициент нагружения конструкция
может развить или не развить приспособляемость. Если
конструкция развивает приспособляемость, то произведение
коэффициента нагружения на шаблонную нагрузку
называется нагрузкой приспособляемости балки.
Произведение шаблонной нагрузки и максимального
коэффициента нагружения для которого конструкция
проявляет приспособляемость называется максимальной
нагрузкой приспособляемости.
87

88.

Хейдари А. Инкрементальный упругопластический расчет
стальной неразрезной балки.
Ключевые слова: стальные конструкции,
упругопластическая работа, пластическая адаптация,
приспособляемость, пластический шарнир, предельная
пластическая нагрузка, инкрементальный метод.
В настоящей статье на примере неразрезной
двухпролетной балки описывается инкрементальный метод
упругопластического расчета стальных конструкций при
действии малых перемещений. Целью работы является
описание алгоритма инкрементального анализа, который в
дальнейшем будет использован при разработке
инкрементального метода упругопластического расчета
пространственных стержневых конструкций с учетом
больших перемещений.
Принципы инкрементального упругопластического анализа
вводятся для неразрезных балок, формирование
пластических шарниров, в которых особенно хорошо
подходят для визуализации упругопластического поведения.
В работе использована безразмерная форма представления
результатов расчета.
88

89.

Если амплитуда цикла нагружения не превосходит We, то
балка деформируется упруго во все время нагружения. Если
амплитуда цикла нагружения превосходит We, но не
превышает W., балка претерпевает пластическую
деформацию в нескольких первых циклах нагружения и
остается упругой во всех последующих циклах нагружения.
Максимальное перемещение в балке ограничено. Если
амплитуда цикла нагружения превосходит W., но не
превосходит W—, балка подвергается пластической
деформации в каждом цикле нагружения. Эта балка
становится непригодной к эксплуатации, потому что
перемещение не ограничено. Если амплитуда цикла
нагружения превосходит W—, балка разрушается, так как
образуется механизм пластического разрушения.
Главными задачами упругопластического расчета с
учетом приспособляемости является определение нагрузок и
положений, при которых образуются и исчезают
89
пластические шарниры, а также определение

90.

приспособляемости конструктивной системы при каждом
инкременте нагрузки. Изменения в конструктивной системе
при инкрементальном изменении нагрузки могут быть
эффективно смоделированы в программном приложении,
использующем приведенный алгоритм.
Система восстановление конструкции разрушенного участка
железобетонного большепролетного автодорожного моста,
скоростным способом с применением комбинированных
стержневых структурных, пространственных конструкций
Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими
жесткостными параметрами , имеет довольно широкую
область применения в строительстве. Эта система позволяет
перекрывать сооружения любого назначения с пролетами до
100 м включительно . Это могут быть как конструкции
разрушенного участка железобетонного большепролетного
автодорожного моста, скоростным способом с
применением комбинированных стержневых структурных,
пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с
высокими геометрическими жесткостными параметрами и
элитные масштабные сооружения типа музеев, выставочных
зданий и крытых стадионов для тренировки футбольных
команд, для складских, торговых и специальных
производственных помещений, покрытий машинных залов
крупных гидроэлектростанций (Рис. 2. URL:
http://www.sistems- marhi.ru/upload/medialibrary/efe/buria3.gif)
[10].
На данный момент система имеет широкое распространение
на территории РФ восстановление конструкции
разрушенного участка железобетонного большепролетного
автодорожного моста, скоростным способом с
применением комбинированных стержневых структурных, 90

91.

пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с
высокими геометрическими жесткостными параметрами
Объектом исследования является структурная несущая
конструкции большепролетного покрытия конструкции
разрушенного участка железобетонного большепролетного
автодорожного моста, скоростным способом с
применением комбинированных стержневых структурных,
пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с
высокими геометрическими жесткостными параметрами и
культурно-развлекательного комплекса в городе Донецке.
Размеры перекрываемой части здания в плане составляют
68,4х42м. (Рис. 3). Шаг колонн различный в продольном и
поперечном направлении. Отметка низа покрытия +12.2 м
[3].
В качестве покрытия используется структурная плита типа
Восстановление конструкции разрушенного участка
железобетонного большепролетного автодорожного моста,
скоростным способом с применением комбинированных
стержневых структурных, пространственных конструкций
Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими
жесткостными параметрами и МАРХИ. Несущими
элементами структурной плиты являются трубы,
соединенные в узлах на болтах, с помощью специальных
узловых элементов (коннекторов). В качестве элементарной
ячейки структуры базового варианта принята пирамида с
основанием в виде прямоугольника 3х3,6 м (что
соответствует шагу колонн вдоль и поперек здания) и
ребрами равными 3,6 м. Высота структурного покрытия
составляет 2,73м, угол наклона ребра а = 49,4°].
Все выбранные сечения труб были приняты по [19, 20].
91

92.

Система восстановления конструкции разрушенного
участка железобетонного большепролетного
автодорожного моста, скоростным способом с
применением комбинированных стержневых структурных,
пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с
высокими геометрическими жесткостными параметрами,
обладает множеством положительных качеств и является
надежным и экономически выгодным вариантом покрытия
[18]. Однако, существует определенный ряд проблем, с
которыми возможно столкновение при выборе в качестве
покрытия системы Молодечное , Кисловодск и МАРХИ:
1) использование системы МАРХИ при нестандартных
пролетах приводит к геометрическому изменению
элементарной ячейки и соответственно нестандартного шага
колонн;
2) из-за нетрадиционного соотношения размеров объекта в
плане (для частного случая, рассматриваемого
далее,68,4х42«1, 6:1) в узлах возникают большие усилия. И
даже использование высокопрочных болтов из наиболее
прочных марок стали, применяющихся в данный момент в
Украине - 40Х «селект», не позволяет решить эту проблему.
Некоторыми возможными способами регулировки
усилий в элементах покрытия является:
1) изменение локальных геометрических параметров (в
данном случае изменение элементарной ячейки по высоте);
2) изменение общей геометрии покрытия путем
«вспарушивания» (перехода от плоской геометрии к
криволинейной).
2. Обзор литературы
Выполненный обзор литературы подчинен решению
основной задачи, рассматриваемой в данной статье, а
92

93.

именно: установлению таких геометрических параметров
проектируемой конструкции на нетиповом плане, которые
обеспечили бы возможность использования типовых
элементов системы МАРХИ (стержней и вставокконнекторов).
Из множества трудов отечественных и зарубежных
авторов, посвященных расчету, проектированию и
эксплуатации структурных покрытий, прежде всего, следует
выделить работы посвященные:
- нормативному обеспечению процесса проектирования
[1,19,20],
- изложению общих принципов компоновки, расчета и
проектирования рассматриваемых конструкций
[2,4,8,10,13,14,17,23],
- численному исследованию особенностей напряженнодеформированного состояния большепролетных
структурных конструкций, в том числе на нетиповом плане,
с учетом геометрических несовершенств и других значимых
факторов [3,7,9,11,12,21,24,25],
- разработке аналитических принципов расчета,
базирующихся на теории изгиба тонких плит [5,15,16,22]
- типизации и унификации конструктивных элементов
структурных покрытий [6,16,18].
Выполненный обзор и анализ проведенных ранее
исследований позволил сформулировать основную
задачу исследования, результаты которого представлены в
данной статье, а именно: отыскание таких геометрических
параметров типовой ячейки покрытия, которые могли бы
удовлетворять
максимальной несущей способности высокопрочного болта
40Х «селект» (100 т), являющегося одним из основных
93

94.

типовых конструктивных элементов системы МАРХИ,
регламентирующего его несущую способность
3. Основная часть
Для достижения этой цели, в работе используется как
аналитический, так и численный расчет напряженнодеформированного состояния конструкций.
Аналитический метод расчета основывается на
приближенном методе расчета изгибаемых тонких плит и
выполняется в соответствии с методикой, предложенной в
изученных нами отечественных работах [16] и зарубежных
[15, 22]. Однако в качестве фундаментальных работ в этом
направлении, конечно следует считать работу А.Г. Трущева
[5].
Численные исследования в данном исследовании были
выполнены с помощью программного комплекса «SCAD» вычислительного комплекса для прочностного анализа
конструкций методом конечных элементов [7]. Единая
графическая среда синтеза расчетной схемы и анализа
результатов обеспечивает неограниченные возможности
моделирования расчетных схем от самых простых до самых
сложных конструкций [25].
4. Заключение
1. Необходимо использовать для восстановления
разрушенных мостов автодорожного моста, скоростным
способом с применением комбинированных стержневых
структурных, пространственных конструкций Молодечно,
Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными
параметрами
2. При переходе от плоской схемы к пространственной в
виде пологой оболочки, требуемое значение начальной
94

95.

стрелы выгиба составляет f/l=1/27, при которой
обеспечивается возможность использования стандартных
элементов типа МАРХИ, для пологой оболочки неподвижно
закрепленной по контуру.
4. Сопоставление результатов аналитических и
численных исследований показывают их
удовлетворительность сходимости в пределах 15%. для
восстановление конструкции разрушенного участка
железобетонного большепролетного автодорожного моста,
скоростным способом с применением комбинированных
стержневых структурных, пространственных конструкций
Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими
жесткостными параметрами
5. Результаты исследования НДС конструкции,
полученные путем «вспарушивания», показали, что
«вспарушивание» является эффективным методом
регулирования параметров НДС при условии «жесткого
защемления» конструкции при восстановление
конструкции разрушенного участка железобетонного
большепролетного автодорожного моста, скоростным
способом с применением комбинированных стержневых
структурных, пространственных конструкций Молодечно,
Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными
параметрами
"Влияние монтажных соединений секций разборного
железнодорожного моста на его напряженнодеформируемое состояние с использованием сдвигового
компенсатора проф дтн ПГУПС А.М.Уздина на
фрикционно- подвижных ботовых соединениях для
95

96.

обеспечения сейсмостойкого строительства сборноразборных железнодорожных мостов с
антисейсмическими сдвиговыми компенсаторами
на фланцевых фрикционных соединениях, согласно
прилагаемых патентов и изобретениям проф. дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№ 1143895Ю 1168755, 1174616, 2770777,
858604 , 165076, 154506 , 2010136746 и технические
условия по изготовлению упругопластической стальной
ферм пролетного строения армейского моста, пролетами
25 метров с использованием опыта КНР, c большими
перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость , для автомобильного моста, шириной
3,2 метра, грузоподъемностью 2 тонн , сконструированного
со встроенным бетонным настилом по изобретениям :
«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 пролетного строения моста» № 2022115073 от
02.06.2022 ) на болтовых соединениях с демпфирующей
способностью при импульсных растягивающих нагрузках,
при многокаскадном демпфировании из пластинчатых
балок, с применением гнутосварных прямоугольного
сечения профилей многоугольного сечения типа
«Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ
«Ленпроектстальконструкция») с использованием
изобретений №№ 2155259 , 2188287, 2136822, 2208103, 96

97.

2208103, 2188915, 2136822, 2172372, 2228415, 2155259,
1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165076,
154506
"Влияние монтажных соединений секций разборного
железнодорожного моста на его напряженнодеформируемое состояние с использованием сдвигового
компенсатора проф дтн ПГУПС А.М.Уздина на
фрикционно- подвижных ботовых соединениях для
обеспечения сейсмостойкого строительства сборноразборных железнодорожных мостов с
антисейсмическими сдвиговыми компенсаторами
на фланцевых фрикционных соединениях, согласно
прилагаемых патентов и изобретениям проф. дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№ 1143895Ю 1168755, 1174616, 2770777,
858604 , 165076, 154506 , 2010136746
97

98.

Рис.56 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
98
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом

99.

упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Специальные технические условия по изготовлению
упругопластической стальной ферм пролетного строения
армейского моста, пролетами 25 метров с использованием
опыта КНР, c большими перемещениями на предельное
равновесие и приспособляемость , для автомобильного
моста, шириной 3,2 метра, грузоподъемностью 2 тонн ,
сконструированного со встроенным бетонным настилом по
изобретениям : «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 пролетного строения моста» № 2022115073 от
02.06.2022 ) на болтовых соединениях с демпфирующей
способностью при импульсных растягивающих нагрузках,
при многокаскадном демпфировании из пластинчатых
балок, с применением гнутосварных прямоугольного
сечения профилей многоугольного сечения типа
«Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ
«Ленпроектстальконструкция») с использованием
изобретений №№ 2155259 , 2188287, 2136822, 2208103,
2208103, 2188915, 2136822, 2172372, 2228415, 2155259,
1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165076,
154506
99

100.

Рис.57 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость ,
неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
100

101.

101

102.

Рис.58 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
102

103.

Рис.59 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
103

104.

104

105.

105

106.

106

107.

107

108.

108

109.

Рис.60 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная
балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
109

110.

110

111.

111

112.

Справки по тел ( 951) 644-16-48, (921) 962-67-78, (996)
798-26-54 [email protected] [email protected]
[email protected] [email protected]
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
112
https://ppt-online.org/1235890

113.

Mistroy tex zadanie dogovor proektirovanie sborno-razbornix
mostov 500 str
https://ppt-online.org/1237042 https://ts.today/PDF/25SATS220.pdf
Заключение :
. 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 фрикционноподвижных 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 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
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»
7. Заключение по SCAD
113

114.

Примеры, приведенные в данной статье, демонстрируют, что
прямой расчет пространственных ферм на пластическое
предельное равновесие и приспособляемость при больших
перемещениях может быть успешно реализован в программе SCAD
. Алгоритмы охватывают широкий спектр упругопластического
поведения фермы: упругую работу, приспособляемость,
прогрессирующие пластические деформации и разрушение при
формировании механизма.
Полный набор результатов расчета включает переменные
состояния узлов и стержней на всех шагах нагружения всех шагов
по времени во всех циклах для всех коэффициентов надежности и
является чрезвычайно объемным. Так как состояние стержня не
изменяется на шаге нагружения, на печать выводятся лишь каждое
изменение состояния каждого стержня фермы. Эта детальная
информация позволяет выполнить тщательный анализ поведения
конструкции.
Разработанное программное приложение позволяет определять
последовательность, в которой стержни достигают текучести,
величину нагрузки, при которой это происходит, накопление
пластических деформаций в стержнях, остаточные напряжения в
стержнях, а также перемещения узлов при знакопеременной
пластичности. Оно может быть использовано в качестве тестовой
платформы для исследования упругопластического поведения
ферм и как инструмент для решения многих прикладных задач.
Время, требуемое для расчета описанной выше двухпролетной
фермы при 25 бисекциях и максимальном количестве циклов для
каждой бисекции равном 24, составляет 5 секунд для стандартного
портативного компьютера. Требуемое время зависит в основном от
времени, затрачиваемого на составление и решение систем
уравнений. Ожидаемое время расчета аналогичной фермы с 300
узлов - менее 1 часа. Для инженерной точности расчета время
может быть сокращено до 30 минут. Задачи большей размерности
могут решаться на компьютерах большей производительности, в
114
том числе вычислительных кластерах.

115.

Основные 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
Литература
1. Хейдари А., Галишникова В.В. Аналитический обзор теорем о предельной нагрузке и приспособляемости в
упругопластическом расчете стальных конструкций // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений.2014.- № 3. - С. 318.
2. Галишникова В.В. Вывод разрешающих уравнений задачи геометрически нелинейного деформирования
пространственных ферм на основе унифицированного подхода // Вестник ВолгГАСУ, серия: Строительство и
архитектура. - Волгоград, 2009.-Вып. 14(33). - С. 39-49.
3. Галишникова В.В. Постановка задачи геометрически нелинейного деформирования пространственных ферм на
основе метода конечных элементов // Вестник ВолгГА- СУ, серия: Строительство и архитектура. - Волгорад, 2009. Вып.14(33). - С. 50-58.
4. Галишникова В.В. Модификация метода постоянных дуг, основанная на использовании матрицы секущей
жесткости // Вестник МГСУ. - Москва, 2009. №2. - С. 63-69.
5. Галишникова В.В. Конечно-элементное моделирование геометрически нелинейного поведения пространственных
шарнирно-стержневых систем // Вестник гражданских инженеров (СПбГАСУ). - СПб, 2007. -№ 2(11). - С. 101—106.
6. Галишникова В.В. Алгоритм геометрически нелинейного расчета пространственных шарнирно-стержневых
конструкций на устойчивость // МСНТ «Наука и технологии»: Труды XXVII Российской школы. - М.: РАН, 2007. - С.
235—244.
7. Галишникова В.В. Обобщенная геометрически нелинейная теория и численный анализ деформирования и
устойчивости пространственных стержневых систем. Диссертация на соискание ученой степени доктора технических
наук. -М.: МГСУ, 2011.
Refeгences
1. Heidari, А, Galishnikova, VV. (2014). A Review of Limit Load and Shakedown Theorems for the Elastic-Plastic Analysis of Steel
Structures.Structural Mechanics of Engineering Constructions and Buildings, № 3, 3-18.
2. Galishnikova, VK(2009). Derivation of the governing equations for the problem of geometrically nonlinear deformation of space trusses on the
basis of unified approach. J. of Volgograd State University for Architecture and Civil Engineering.Civil Eng. & Architecture, 14(33), 39-49 (in
Russian).
3. Galishnikova, VV. (2009). Finite element formulation of the problem of geometrically nonlinear deformations of space trusses. Journal of
Volgograd State University for Architecture and Civil Engineering.Civil Eng. & Architecture, 14(33), 50-58 (in Russian).
4. Galishnikova, VV. (2009). Modification of the constant arc length method based on the secant matrix formulation. Journal of Moscow State
University of Civil Engineering, №2, 63-69 (in Russian).
5. Galishnikova, VV. (2007). Finite element modeling of geometrically nonlinear behavior of space trusses. Journal of Civil Engineers. SaintPetersburg University if Architecture and Civil Engineering, 2(11), 101—106 (in Russian).
6. Galishnikova, VV. (2007). Algorithm for geometrically nonlinear stability analysis of space trussed systems. Proceedings of the XXVII Russian
School "Science and Technology". Moscow: Russian Academy of Science, 235-244 (in Russian).
7. Galishnikova VV. (2011). Generalized geometrically nonlinear theory and numerical deformation and stability analysis of space
trusses.Dissertation submitted for the degree of Dr. of Tech. Science. Moscow State University of Civil Engineering, 2011.
Основная 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 автомобильнодорожного государственного технического университета (МАДИ). - М.: Изд-во МАДИ(ГТУ), 2019. - Вып. 3 (58). - С. 6974.
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 115
университет путей сообщения (СГУПС). Новосибирск: 2018.

116.

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 Санкт-Петербургского 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.
11. Сухов И.С. Совершенствование конструктивно-технологических решений шарнирных соединений автодорожных
мостов. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук / Научноисследовательский институт транспортного строительства (ОАО ЦНИИС). М.: 2011.
DIRECT ELASTIC-PLASTIC LIMIT LOAD AND SHAKEDOWN ANALYSIS OF STEEL SPACE TRUSSES
WITH LARGE DISPLACEMENTS
A. Heidari, V.V. Galishnikova
Peoples Friendship University of Russia, Moscow
A direct method for elastic-plastic limit load and shakedown analysis of steel space trusses with large displacements is
treated in this paper. The incremental method for the geometrically nonlinear analysis of space trusses, developed by one of the
authors was modified to account for yielding and plastic strains in the bars of the truss. The new method has been implemented in
computer software. The examples in this paper show that the direct analysis of space trusses with large displacements can be
implemented successfully for both the limit and the shakedown analysis of space trusses on the Java platform. The algorithms
cover a wide range of elastic-plastic truss behavior: purely elastic behavior, shakedown, ratcheting and collapse due to the
formation of a mechanism. The sequence in which the bars yield, the load levels at which this occurs, the accumulation of the
plastic strains in the bars, the residual stresses in the bars and the node displacements during ratcheting can all be evaluated. The
computer application is therefore suitable as a test platform for elastic-plastic truss behavior. It can be applied to many other
problems of elastic-plastic space truss analysis.
KEY WORDS: steel space trusses, large displacements, plasticity, limit analysis, shakedown
Стыковое болтовое соединение трубопроводов на косых фланцах, со
скошенным торцом, относительно продольной оси, на
фрикционно-подвижных соединениях (ФПС), согласно
изобретений №№ 2413820 , 887748, для восприятия усилий, за
116
счет сил трения, при многокаскадном демпфировании при

117.

динамических нагрузках, преимущественно при импульсных
растягивающих нагрузках во время взрыва, землетрясения,
снеговой, ветровой перегрузки, ударной воздушной взрывной
волны и расчет проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость ,
неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
2010136746, 165075, 154506
Проф дтн ПГУПС А.М.Уздин ,ОО «Сейсмофонд» , инж
Коваленко А И дополнение к статье канд. техн. наук, доц. Марутяном А.С
Пятигорского государственного технологического университета
На объектах, где отправочные элементы конструкции должны быть смонтированы трудом со
средней квалификацией, предпочтительны болтовые соединения. Фланцевые соединения
рекомендуются для применения как экономичные по расходу стали, высокотехнологичные
монтажные соединения, исключающие применение монтажной сварки. Здесь усилия
воспринимаются главным образом вследствие преодоления сопротивлению сжатию фланцев от
предварительного натяжения высокопрочных болтов. Фланцевые стыки являются одним из самых
эффективных видов болтовых соединений, поскольку весьма значительная несущая способность
высокопрочных болтов используется впрямую и практически полностью. Область рационального и
эффективного применения фланцевых соединений довольно велика. Они охватывают соединения
элементов, подверженных растяжению, сжатию, изгибу или совместному их действию.
Фланцевые соединения растянутых поясов могут быть применены при действии растяжения с
изгибом, при однозначной эпюре растягивающих напряжений в поясах. Известно стыковое
соединение элементов из гнутосварных профилей прямоугольного или квадратного сечения,
подверженных воздействию центрального растяжения, которое выполняют со сплошными фланцами
и ребрами жесткости, расположенными, как правило, вдоль углов профиля. Ширина ребер
определяется размерами фланца и профиля, длина – не менее 1,5 высоты меньшей стороны профиля
Косой стык для пластического состояния, структурная схема не
приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние
117

118.

стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом упругопластическом
расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на
предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф дтн
ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075,
154506
С целью повышения надежности, снижения расхода стали и упрощения стыка, было разработано
новое техническое решение монтажных стыков растянутых элементов на косых фланцах,
расположенных под углом 30 градусов относительно продольных осей стержневых элементов и
снабженных смежными упорами. Указанная цель достигается тем, что каждый упор входит в
отверстие смежного фланца и взаимодействует с ним.
Сущность изобретения заключается в том, что каждый из двух смежных упоров входит в отверстие
смежного фланца и своим торцом упирается в кромку отверстия во фланце так, что смежные упоры
друг с другом не взаимодействуют, а только со смежными фланцами, при этом, на упор приходится
только половина усилия, действующего на стык в плоскости фланцев, а другая половина усилия
передается непосредственно на фланец упором смежного фланца.
На фиг.1 приведен общий вид стыка сверху {применительно к стропильной ферме}, на фиг.2
показано горизонтальное сечение стыка по оси соединяемых элементов, на фиг.3 показаны
разомкнутый стык и расчетная схема стыка, на фиг.4 приведен вид фланца в разрезе 1-1 на фиг.3.
118

119.

119

120.

Стык состоит из соединяемых элементов 1 со скошенными концами под углом α к своей оси,
фланцев 2, приваренных к скошенным концам соединяемых элементов 1, упоров 3, приваренных к
фланцам 2, стяжных болтов 4, скрепляющих фланцы 2 друг с другом. Оси стыка 5 и 6 расположены в
плоскости фланцев и нормально фланцам соответственно.
Стык растянутых элементов на косых фланцах устраивается следующим образом.
Отправочные марки конструкции {стропильной фермы} изготавливаются известными приемами,
характерными для решетчатых конструкций. Фланец 2 в сборе с упором 3 изготавливается отдельно
из стального листа на сварке. Из центральной части фланца вырезается участок для образования
отверстия, в котором размещается упор смежного фланца.
Вырезанный из фланца фрагмент является заготовкой для упора, на который расходуется
дополнительный материал. Благодаря этому экономится до 25% стали на стык. Контактные
поверхности упора и кромки отверстия во фланце выравниваются стружкой, фрезерованием или
другими способами. Фланец изготавливается с использованием шаблонов и кондукторов. Возможно
изготовление фланца способом стального литья, что более предпочтительно. Фланцы крепятся к
скошенным концам соединяемых элементов с помощью кондукторов.
Стык работает следующим образом. Усилие N, возникшее в соединяемых элементах 1 под
воздействием внешних нагрузок на конструкцию, раскладывается в стыке на две составляющих,
направленных по осям 5 и 6 стыка {фиг.2}, то есть в плоскости фланцев Nb
и нормально фланцам Nh {фиг.3}, острый угол между фланцем и осью стыкуемых элементов;
Nb=Ncosα=Ncos30=0.866N
Nh=Nsinα=Nsin30=0.5N
Усилие Nb
120

121.

, действующая в плоскости фланцев 2, наполовину воспринимается упором 3, а другая половина –
непосредственно фланцем, которая передается на него упором смежного фланца {фиг.4}.
Такое распределение усилия Nb
между упором и фланцем обусловлено тем, что смежные упоры не взаимодействуют друг с другом, а
взаимодействуют только со смежными фланцами. Снижение усилия, действующего на упор, вдвое
обеспечивает технический и экономический эффект за счет уменьшения длины торца упора,
контактирующего с кромкой отверстия во фланце, и объема сварных швов крепления упора к
фланцу. С уменьшением длины торца упора уменьшается эксцентриситет приложения усилия на
упор, а равно и крутящий момент в элементах стыка, вызванный этим эксцентриситетом. Все это
способствует повышению надежности стыка.
Усилие Nh
, действующее нормально фланцам, воспринимается частью силами трения на контактных торцах
упоров 3 и фланцев 2, а остальная часть – стяжными болтами 4. Расчетное усилие, воспринимаемое
болтами Nb=Nh−Nμ, где Nμ=μNc, μ
– коэффициент трения на контактных поверхностях упоров, равный для необработанных
поверхностей 0.25;
Уменьшение болтовых усилий более, чем в два раза, во столько же снижает моменты, изгибающие
фланцы, а это позволяет принять для них более тонкие листы, сокращая тем самым расход
конструкционного материала. Кроме того, на материалоемкость предлагаемого соединения
позитивно влияют возможные уменьшения диаметров стяжных болтов 4, снижение их количества
или комбинация первого или второго.
Теоретическое исследование напряжений в зонах узловых соединений классическими методами
теории упругости весьма затруднительно. Это вызвано разнообразием конструкций узлов,
особенностями внешнего нагружения, а также крайне сложным взаимодействием элементов узла. В
связи с этим, расчет напряженно-деформированного состояния модели узла стыка растянутых поясов
ферм на косых фланцах выполняется МКЭ. В ввиду ограничения объема публикации, о результатах
МКЭ анализа стыка будет рассказано в следующей статье.
Практическое использование
Конструктивное решение болтового соединения растянутых поясов ферм на косых фланцах впервые
было апробировано в покрытии каркаса склада металлоконструкций КМК "Корал"
Производственная база в промышленной зоне района Рудный в Чкаловском районе г. Екатеринбурга.
Для изготовления опытного образца покрытия были разработаны рабочие чертежи стадии КМ и
КМД. Изготовление элементов конструкции и контрольная сборка производилась в ремонтномеханических мастерских производственной базы. Инструкция по креплению фланцев к поясу ферм
предусматривала такую последовательность производства работ.
1. Cобрать фланцы, обеспечив плотное примыкание фланцев и упоров друг с другом. Стянуть
проектными болтами;
2. Установить полуфермы в одной плоскости {в плане и по высоте}. Плотно прижать
полуфермы к фланцам;
3. Приварить фланцы к полуфермам;
4. Выполнить именную маркировку полуферм, разъединить полуфермы
121

122.

После производились окончательная установка и затяжка всех высокопрочных болтов. На рисунках
приведены фотоизображения проектной модели каркаса склада с покрытием с узлами на косых
фланцах и узлов стыка после окончательной сборки, перед покраской и подготовкой к монтажу.
122

123.

В данном случае, когда запроектированная конструкция применяется впервые, очевидна
необходимость проведения экспериментальных исследований как конструкции в составе покрытия в
целом, так и отдельных элементов узловых сопряжений. При этом проверяется также верность
методик расчета, необходимость совершенствования которых диктуется потребностью в надежных
результатах при проектировании.
В процессе работы над диссертацией, проводя обзор теоретических и экспериментальных
исследований в области существующих узловых сопряжений поясов ферм, замечено, что первый
стык растянутых поясов ферм на косом фланце был изобретен в 1979 году, молодыми учеными
Уральского электромеханического института инженеров железнодорожного транспорта, Х. М.
Ягофаровым и В. Я. Котовым.
Продолжая исследования в 1986 году, инж. А. Будаевым под руководством к.т.н. Х. М. Ягофарова, с
целью подтверждения работоспособности стыка, а также обоснования основных расчетных
предпосылок, были изготовлены три стыка с номинальным углом наклона фланцев к осям элементов
45, 30 и 20 градусов. Каждый стык представлен двумя одинаковыми половинами, в которых
стыкуемый элемент выполнен из уголка 60х6. Испытания проводились на машине ГСМ – 50
нарастающей статической нагрузкой до разрыва болтов и разрушения фланцев. Эксперимент
подтвердил работоспособность стыка, а так же основные расчетные предпосылки. Кроме того,
результаты позволили назначить в первом приближении величины расчетных коэффициентов.
В 2010 году, в Уральском государственном университете путей сообщения были изданы
методические указания для студентов «Проектирование и изготовление стыков на косых фланцах».
А так же, необходимый и достаточный запас несущей способности болтовых стыков растянутых
стержневых элементов с косыми фланцами подтвержден итогами пробной контрольной
серии исследований опытных образцов, проведенных в лаборатории Пятигорского государственного
123
технологического университета канд. техн. наук, доц. Марутяном А.С в 2011 году. Разрывные

124.

усилия опытных образцов, превысили уровень расчетных нагрузок в 1.7…2.5 раза, а
экспериментальные и расчетные деформации имели достаточно приемлемую сходимость. Даны
рекомендации о внедрении в практику строительства. Работы по исследованию стыка растянутых
поясов ферм на косом фланце ведутся и сегодня, изготовлены опытные образцы и трубы 120х5,
заглушенной с одной стороны приваренной пластиной толщиной 30мм с 45мм стержнем для захвата
в разрывной машине, с другой – фланцем с упором толщиной 25мм. Материал конструкций –
малоуглеродистая сталь, электроды типа Э50А. Болты М24 класса 10.9. Идет подготовка
эксперимента, целью которого являются анализ напряженно-деформированного состояния узла
стыка и уточнения инженерной методики решения.
124

125.

Таким образом, обобщая результаты исследования работы стыка растянутых элементов на косых
фланцах, можно сказать, что предлагаемый стык растянутых элементов на косых фланцах надежен,
экономичен и прост в осуществлении.
Библиографический список
i.
ii.
iii.
iv.
v.
vi.
Х. Ягофаров, В.Я. Котов, 1979. Описание изобретения к авторскому свидетельству 887748
Х. Ягофаров, А. Будаев Стык растянутых элементов на косых фланцах. Промышленное
строительство и инженерные сооружения, 1986, №2
К. Кузнецова, М. Радунцев «Проектирование и изготовление стыков на косых фланцах»
Методические указания для студентов всех форм обучения специальности «Промышленное и
гражданское строительство» и слушателей Института дополнительного профессионального
образования, УрГУПС, 2010
А.С. Марутян «Стыковые болтовые соединения стержневых элементов с косыми фланцами и
их расчет» Пятигорский государственный технологический университет, 2011
А.З. Клячин Металлические решетчатые пространственные конструкции регулярной
структуры
Н.Г. Горелов Пространственные блоки покрытия со стержнями из тонкостенных гнутых
стержней
ФЛАНЦЕВОЕ СОЕДИНЕНИЕ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ЗАМКНУТОГО ПРОФИЛЯ
(19)
RU
РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ
(11)
2 413 820
125
(13)

126.

C1
(51) МПК
E04B 1/58 (2006.01)
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ СОБСТВЕННОСТИ,
ПАТЕНТАМ И ТОВАРНЫМ ЗНАКАМ
(12) ОПИСАНИЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ К ПАТЕНТУ
Статус:не действует (последнее изменение статуса: 27.10.2014)
(21)(22) Заявка: 2009139553/03, 26.10.2009
(24) Дата начала отсчета срока действия патента:
26.10.2009
Приоритет(ы):
(22) Дата подачи заявки: 26.10.2009
(45) Опубликовано: 10.03.2011 Бюл. № 7
(72) Автор(ы):
Марутян Александр
Суренович (RU),
Першин Иван
Митрофанович (RU),
Павленко Юрий Ильич
(RU)
(56) Список документов, цитированных в отчете о поиске: КУЗНЕЦОВ
(73)
В.В. Металлические конструкции. В 3 т. - Стальные конструкции
Патентообладатель(и):
зданий и сооружений (Справочник проектировщика). - М.: АСВ, 1998,
Марутян Александр
т.2. с.157, рис.7.6. б). SU 68853 A1, 31.07.1947. SU 1534152 A1, 07.01.1990.
Суренович (RU)
Адрес для переписки:
357212, Ставропольский край, г. Минеральные Воды, ул. Советская,
90, кв.4, Ю.И. Павленко
(54) ФЛАНЦЕВОЕ СОЕДИНЕНИЕ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ЗАМКНУТОГО
ПРОФИЛЯ
(57) Реферат:
Изобретение относится к области строительства, в частности к фланцевому соединению растянутых
элементов замкнутого профиля. Технический результат заключается в уменьшении массы
конструкционного материала. Фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля
включает концы стержней с фланцами, стяжные болты и листовую прокладку между фланцами.
Фланцы установлены под углом 30° относительно продольных осей стержневых элементов.
Листовую прокладку составляют парные опорные столики. Столики жестко скреплены с фланцами и
в собранном соединении взаимно уперты друг в друга. 7 ил., 1 табл.
Предлагаемое изобретение относится к области строительства, а именно к фланцевым соединениям
растянутых элементов замкнутого профиля, и может быть использовано в монтажных стыках поясов
126
решетчатых конструкций.

127.

Известно стыковое соединение растянутых элементов замкнутого профиля, включающее концы
стержневых элементов с фланцами, дополнительные ребра и стяжные болты, установленные по
периметру замкнутого профиля попарно симметрично относительно ребер (Металлические
конструкции. В 3 т. Т.1. Общая часть. (Справочник проектировщика) / Под общ. ред. В.В.Кузнецова.
- М.: Изд-во АСВ, 1998. - С.188, рис.3.10, б).
Недостаток соединения состоит в больших габаритах фланца и значительном числе соединительных
деталей, что увеличивает расход материала и трудоемкость конструкции.
Наиболее близким к предлагаемому изобретению является монтажное стыковое соединение нижнего
(растянутого) пояса ферм из гнутосварных замкнутых профилей, включающее концы стержневых
элементов с фланцами, дополнительные ребра, стяжные болты и листовую прокладку между
фланцами для прикрепления стержней решетки фермы и связей между фермами (1. Металлические
конструкции: Учебник для вузов / Под ред. Ю.И.Кудишина. - М.: Изд. центр «Академия», 2007. С.295, рис.9.27; 2. Металлические конструкции. В 3 т. Т.1. Элементы конструкций: Учебник для
вузов / Под ред. В.В.Горева. - М.: Высшая школа, 2001. - С.462, рис.7.28, в).
Недостаток соединения, как и в предыдущем случае, состоит в материалоемкости и трудоемкости
монтажного стыка на фланцах.
Основной задачей, на решение которой направлено фланцевое соединение растянутых элементов
замкнутого профиля, является уменьшение массы (расхода) конструкционного материала.
Результат достигается тем, что во фланцевом соединении растянутых элементов замкнутого
профиля, включающем концы стержней с фланцами, стяжные болты и листовую прокладку между
фланцами, фланцы установлены под углом 30° относительно продольных осей стержневых
элементов, а листовую прокладку составляют парные опорные столики, жестко скрепленные с
фланцами и в собранном соединении взаимно упертые друг в друга.
Предлагаемое фланцевое соединение имеет достаточно универсальное техническое решение. Так,
его можно применить в монтажных стыках решетчатых конструкций из труб круглых, овальных,
эллиптических, прямоугольных, квадратных, пятиугольных и других замкнутых сечений. В качестве
еще одного примера использования предлагаемого соединения можно привести аналогичные стыки
на монтаже элементов конструкций из парных и одиночных уголков, швеллеров, двутавров, тавров,
Z-, Н-,
U-, V-, Λ-, Х-, С-, П-образных и других незамкнутых профилей.
Предлагаемое изобретение поясняется графическими материалами, где на фиг.1 показано
предлагаемое фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля, вид сверху; на
фиг.2 - то же, вид сбоку; на фиг.3 - предлагаемое соединение для случая прикрепления элемента
решетки, вид сбоку; на фиг.4 - фланцевое соединение растянутых элементов незамкнутого профиля,
вид сверху; на фиг.5 - то же, вид сбоку; на фиг.6 - то же, при полном отсутствии стяжных болтов в
наружных зонах незамкнутого профиля; на фиг.7 - расчетная схема растянутого элемента замкнутого
профиля с фланцем и опорным столиком.
Предлагаемое фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля 1 содержит
прикрепленные с помощью сварных швов цельнолистовые фланцы 2, установленные под углом 30°
относительно продольных осей растянутых элементов. С фланцами 2 посредством сварных швов
жестко скреплены опорные столики 3. В выступающих частях 4 фланцев 2 и опорных столиков 3
размещены соосные отверстия 5, в которых после сборки соединения на монтаже установлены
стяжные болты 6.
127

128.

Для прикрепления стержневого элемента решетки 7 в предлагаемом фланцевом соединении опорные
столики 3 продолжены за пределы выступающих частей 4 фланцев 2 таким образом, что в них можно
разместить дополнительные болты 8, как это сделано в типовом монтажном стыке на фланцах.
В случае использования предлагаемого фланцевого соединения для растянутых элементов
незамкнутого профиля 9, соосные отверстия 5 во фланцах 2 и опорных столиках 3, а также стяжные
болты 6 могут быть расположены не только за пределами сечения (поперечного или косого)
незамкнутого (открытого) профиля, но и в его внутренних зонах. При полном отсутствии стяжных
болтов 6 в наружных (внешних) зонах открытого профиля 9 предлагаемое фланцевое соединение
более компактно.
В фермах из прямоугольных и квадратных труб (гнутосварных замкнутых профилей - ГСП) углы
примыкания раскосов к поясу должны быть не менее 30° для обеспечения плотности участка
сварного шва со стороны острого угла (Металлические конструкции: Учебник для вузов / Под ред.
Ю.И.Кудишина. - М.: Изд. центр «Академия», 2007. - С.296). Поэтому в предлагаемом фланцевом
соединении растянутых элементов замкнутого профиля 1 фланцы 2 и скрепленные с ними опорные
столики 3 установлены под углом 30° относительно продольных осей. В таком случае продольная
сила F, вызывающая растяжение элемента замкнутого профиля 1, раскладывается на две
составляющие: нормальную N=0,5 F, воспринимаемую стяжными болтами 6, и касательную T=0,866
F, передающуюся на опорные столики 3. Уменьшение болтовых усилий в два раза во столько же раз
снижает моменты, изгибающие фланцы, а это позволяет применять для них более тонкие листы,
сокращая тем самым расход конструкционного материала. Кроме того, на материалоемкость
предлагаемого соединения позитивно влияют возможные уменьшение диаметров стяжных болтов 6,
снижение их количества или комбинация первого и второго.
Для сравнения предлагаемого (нового) технического решения с известным в качестве базового
объекта принято типовое монтажное соединение на фланцах ферм покрытий из гнутосварных
замкнутых профилей системы «Молодечно» (Стальные конструкции покрытий производственных
зданий пролетами 18, 24, 30 м с применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного
сечения типа «Молодечно». Серия 1.460.3-14. Чертежи КМ. Лист 44). Расход материала
сравниваемых вариантов приведен в таблице, из которой видно, что в новом решении он уменьшился
в 47,1/26,8=1,76 раза.
Наименование Размеры, мм Кол-во, шт.
Масса, кг
1 шт. всех стыка
Фланец
300×300×30
2
21,2 42,4
Ребро
140×110×8
8
0,5* 4,0
Сварные швы (1,5%)
Известное решение
0,7
Фланец
300×250×18
2
10,6 21,2
Столик
27×150×8
2
2,6
Сварные швы (1,5%)
47,1
Примеч.
5,2
26,8 Предлагаемое решение
0,4
*Учтена треугольная форма
Кроме того, здесь необходимо учесть расход материала на стяжные болты. В известном и
предлагаемом фланцевых соединениях количество стяжных болтов одинаково и составляет 8 шт.
Если в первом из них использованы болты М24, то во втором - M18 того же класса прочности. Тогда
очевидно, что в новом решении расход материала снижен пропорционально уменьшению площади
сечения болта нетто, то есть в 3,52/1,92=1,83 раза.
128

129.

Формула изобретения
Фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля, включающее концы стержней с
фланцами, стяжные болты и листовую прокладку между фланцами, отличающееся тем, что фланцы
установлены под углом 30° относительно продольных осей стержневых элементов, а листовую
прокладку составляют парные опорные столики, жестко скрепленные с фланцами и в собранном
соединении взаимно упертые друг в друга.
129

130.

130

131.

131

132.

ИЗВЕЩЕНИЯ
MM4A Досрочное прекращение действия патента из-за неуплаты в установленный срок пошлины за
поддержание патента в силе
Дата прекращения действия патента: 27.10.2011
Дата публикации: 20.08.2012
Изобретение стыковое соединение растянутых элементов
132

133.

133

134.

134

135.

135

136.

136

137.

137

138.

138

139.

139

140.

140

141.

ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТРЕНИЯ,
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
141

142.

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
поверхности шайб
6.6
Сборка ФПС
49
7
Список литературы
51
142

143.

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 фрикционно-подвижные 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 34 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 [3,14-17].
143

144.

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. 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 ФПС144
и

145.

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 экспериментальнотеоретические
результаты
исследований
физических
(механических,
электрических, магнитных, тепловых), химических, биологических и других
явлений, связанных с трением.
Триботехника
трибологии
при
–
это
система
знаний
проектировании,
о
практическом
изготовлении
и
применении
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.
145

146.

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,
146
внутреннее трение возникает при изгибе металлической пластины или

147.

проволоки, при движении жидкости в трубе (слой жидкости, соприкасающийся
со стенкой трубы, неподвижен, другие слои движутся с разными скоростями и
между ними возникает трение). При внутреннем трении часть механической
энергии переходит во внутреннюю энергию тела.
Внешнее
трение
соприкосновения
в
твердых
чистом
тел
без
виде
возникает
смазочной
только
прослойки
в
случае
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 (14521519). 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
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].
147
2)
Г.Амонтон (1663-1705) – член Французской академии наук с 1699 г.

148.

коэффициента трения как французской константы и предложил формулу силы
трения скольжения:
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,
3) Ш.Кулон (1736-1806) – французский инженер, физик и механик, член Французской академии наук
шероховатостью
148

149.

[шероховатость
поверхности
классов)
характеристикой
–
оценивается
«классом
качества
шероховатости»
обработки
(14
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).
149

150.

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 каждой пары соприкасающихся тел. Коэффициент трения
скольжения зависит от рода материала и его физических свойств, а также от
степени обработки поверхностей соприкасающихся тел:
(рис. 2.1 в).
FСК fСК N
Y
Y
Fск
tg =fск
N
N
V
Fск
X
G
X
G
N
Fсц
а)
в)
б)
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 ,
150

151.

поэтому график изменения силы трения скольжения от времени движения
тела, к которому приложена эта сила, имеет вид (рис.2.2).
При переходе тела из состояния покоя в движение сила трения
max до
скольжения за очень короткий промежуток времени изменяется от FСЦ
FСК (рис.2.2). Этим промежутком времени часто пренебрегают.
В последние десятилетия экспериментально показано, что коэффициент
трения скольжения зависит от скорости (законы Кулона установлены при
fсц
max
Fсц
Fск
fск
V
t
V0
Рис. 2.2
Vкр
Рис. 2. 3
равномерном движении тел в диапазоне невысоких скоростей – до 10 м/с).
Эту зависимость качественно можно проиллюстрировать графиком f СК ( v )
(рис.2.3).
v0
- значение скорости, соответствующее тому моменту времени, когда
сила FСК достигнет своего нормального значения FСК fСК N ,
v КР
- 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 .
151

152.

[У Кулона: FСК fСК N А , где величина А не раскрыта].
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).
152

153.

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.
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.
153

154.

Так как равнодействующая N реакций опорной поверхности в точках зоны
контакта смещена в сторону скорости 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
Vc
C
N
G
Fск
K
N
K
Рис. 2.4
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.
Fсопр
Vс
C
Момент
сопротивления
качению
определяется формулой:
MC N k ,
где N - реакция поверхности рельса,
Fсц
N
равная вертикальной нагрузке на колесо с
учетом его веса.
Рис. 2.5
Колесо, катящееся по рельсу, испытывает
сопротивление движению, которое можно отразить силой сопротивления Fсопр154
,

155.

приложенной к центру колеса (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
R
меньше коэффициента трения скольжения 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.
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
Fск
Fск
r
О
Fск
точках которой возникают силы трения скольжения
FСК (если контакт происходит в одной точке, то
трение верчения отсутствует – идеальный случай)
(рис.2.6).
Рис. 2.6.
155

156.

А
–
зона
контакта
вращающегося
тела,
ось
вращения
которого
перпендикулярна к плоскости этой зоны. Силы трения скольжения, если их
привести к центру круга (при изотропном трении), приводятся к паре сил
сопротивления верчению, момент которой:
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).
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
156

157.

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.
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.
157

158.

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
деталей,
фрикционных
даже
в
элементов; отклонения
пределах
установленных
размеров
допусков;
отдельных
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,
kp p
s
Мера
(2.3)
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
158

159.

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
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.
159

160.

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.
процессе
В
подвижки
наблюдается интенсивный износ
во
Рис.3.1. Характерная диаграмма деформирования
ФПС
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.
всех
контактных
парах,
сопровождающийся
падением
натяжения
болтов
и,
следствие,
снижение
как
несущей
способности соединения.
В
процессе
испытаний
наблюдались следующие случаи
выхода из строя ФПС:
• значительные взаимные перемещения соединяемых деталей, в
результате которых болт упирается в край овального отверстия и в
конечном итоге срезается;
• отрыв головки болта вследствие малоцикловой усталости;
• значительные пластические деформации болта, приводящие к
его
необратимому
удлинению
и
исключению
из
работы
при
“обратном ходе" элементов соединения;
160

161.

• 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
161

162.

деформирования
соединения,
представляющей
зависимость
его
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)
162

163.

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;
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:
k N0 a
1
1 e
kas
k e ka( s z ) k f ( z ) ( z ) dz ,
s
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 :
163

164.

1 e kas k N0 a 1
(3.6)
Падение натяжения N при этом составит:
N 1 e kas k N0 ,
а
(3.7)
несущая
соединений
способность
определяется
по
формуле:
T T0 f N T0 f 1 e kas k N 0 a 1
T0 1 1 e kas k a 1 .
(3.8)
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
Как
видно
из
полученной
формулы относительная несущая
способность соединения КТ =Т/Т0
определяется
всего
двумя
параметрами - коэффициентом износа k и жесткостью болта на
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
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
- l=20 мм; - l=30 мм; - l=40 мм;
- l=50 мм; - l=60 мм; - l=70 мм; - l=80 мм
реальных величинах подвижки s
2 3см
составляет
для
стыковых
164

165.

соединений 80-94%. Весьма существенно на характер падений
несущей способности соединения 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)
165

166.

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
(3.14)
при Sпл< s<S0
166

167.

( 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
Несущая
способность
(3.16)
соединения
определяется
при
этом
выражением:
(3.17)
T T0 fv a .
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 диаграмма деформирования
соответствует описанным выше экспериментальным диаграммам.
167

168.

Рис. 3.4
Теоретическая диаграмма деформирования ФПС
168

169.

26
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.
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.
4.
169

170.

АНАЛИЗ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ
ИССЛЕДОВАНИЙ РАБОТЫ ФПС
Для анализа работы ФПС и сооружений с такими соединениями
необходимы
фактические
данные
соединений.
Экспериментальные
о
параметрах
исследования
исследуемых
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
Рис. 4.1 Общий вид образцов ПС с болтами 48 мм
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.
170

171.

Пластины ФПС были выполнены из толстолистовой стали марки
10ХСНД.
Высокопрочные
тензометрическими
требованиями
из
[6].
стали
болты
40Х
Контактные
были
"селект"
в
поверхности
изготовлены
соответствии
пластин
с
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).
171

172.

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
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,
соединения:
после
до
проскальзывания
проскальзывания
листов
элементов
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
дальнейшей обработки.
диаграммы
оказались
пригодными
для
172

173.

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;
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
деформирования,
расчетной
причем
и
экспериментальной
невязка
суммировалась
диаграммами
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;
173

174.

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;
Н
а рис.
4.4 и
4.5
приве
дены
харак
терн
Рис. 4.5
Рис.4.4
ые
диаграммы деформирования ФПС, полученные экспериментально и
соответствующие
им
теоретические
диаграммы.
Сопоставление
расчетных и натурных данных указывают на то, что подбором
параметров ФПС удается добиться хорошего совпадения 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
1
174

175.

5
6
7
8
14
6
8
8
35
11
20
15
0.1
0.2
0.2
0.3
8
12
19
9
4.2
9
16
2.5
0.0006 0.3 370 310
0.0000 0.3 120 100
0.0000
0.3 106 130
2
0.0002
0.35 154 75
1
8
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
поверхности (обжиг листов пакета).
одноболтовых
к
многоболтовым
рассмотренной
обработкой
Вместе с тем, переход от
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)
175

176.

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
(5.1)
T ( s , 1 , 2 ,... k ) p1( 1 ) p2 ( 2 )...pk ( k )d 1d 2 ...d k
2
( T T ) p1 p2 ... pk d 1d 2 ...d k
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
возможном
параметров
диапазоне
ФПС:
равномерное
в
некотором
изменения
параметров
min i max
и
нормальное. Если учесть, что в предыдущих исследованиях получены
176

177.

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:
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)
.
177

178.

При
нормальном
законе
распределения
математическое
ожидание несущей способности соединения из п болтов определится
следующим образом:
T n
kas
Te
1
T 2
( T T ) 2
e
2 T 2
1
k 2
( k k )2
e
2 k 2
dkdT
( k k )2
( T T ) 2
2
2
1
1
2 k
2 T
kas
n
Te
dT
e
e
dk
.
T 2
k 2
Если
учесть,
что
математическим
для
ожиданием
любой
случайной
функцией
x
величины
распределения
x
с
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:
T nT0
nT0
1
k 2
1
k 2
k k as k2 2 as k as k2
e
2 k2
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
178

179.

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
T2
2
1 2 F ( 2 x ) F ( x ) ,
T0
2 2 ask
D nT0 e
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
(5.10)
где A1 2 as( k2 as k ).
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)
179

180.

коэффициент перехода от одноболтового к многоболтовому
соединению
1
T
nT0 e kas
Наконец
sh( x )
.
x
для
(5.12)
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
1
2 e
2
2
k2 s 2
2
kas
(5.14)
1 ( A ) ,
(5.15)
2
T2
1
A1 1 A
1 2 1 ( A1 ) e e 1 ( A ) ,
n
2
T0
(5.16)
где
2s2
A k 2 s ka ,
2
A1 2 As ( k2 sa k ) ,
( A )
2
A
e
z2
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
180

181.

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
181

182.

1=
а)
2=Т/nT0
S, мм
Подвижка S, мм
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;
182

183.

1
а)
S, мм
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:
183

184.

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 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
184

185.

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 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
0 при S S 0
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 ( S ) p( k ) p( S0 ) p( Tmax ) dk dS0 dT0 dTmax n I1 I 2
T n
(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
(5.23)
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:
p( x )dx 1
и
xp( x )dx x ,
то получим
I 1,1 T ( s , S0 )p( S0 ) dS0 .
S0
Аналогично
185

186.

s
I1,2
Tmax S0 ( s ,S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax ) dS0 dT0 dTmax
S0 T0 Tmax
( s , S0 )
T max
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
( s , S0 )
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)
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)
186

187.

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
Аналитическое
представление
для
(5.31)
интеграла
(5.23)
весьма
сложно. Для большинства видов распределений его целесообразно
табулировать; для равномерного распределения интегралы I1 и I2
представляются в замкнутой форме:
S0 s 3
S
ln
при S S 0 s 3
T 0 ( T max T 0 )
2 s 3 S 0 s 3
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 s 3
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 s 3
(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
экспериментальных
формулы
подтверждены
исследований
многоболтовых
результатами
соединений
и
рекомендуются к использованию при проектировании сейсмостойких
конструкций с ФПС.
187

188.

42
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
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.
6.
Р Е К О М Е Н Д А Ц И И П О Т Е Х Н О Л О Г И И И З Г О Т О В Л Е Н И Я Ф П С И188

189.

СООРУЖЕНИЙ С ТАКИМИ СОЕДИНЕНИЯМИ
Технология
элементов
изготовления
соединения,
транспортировку
и
ФПС
включает
подготовку
хранение
выбор
контактных
деталей,
сборку
материала
поверхностей,
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 55377, 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.
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
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
189

190.

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 2235575 назначается в соответствии с данными табл.6.2.
Таблица 6.2.
Номинальна Длина резьбы 10 при номинальном диаметре
16 18 20 22 24 27 30 36 42 48
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 54
70
38 42 46 50 54 60
75
38 42 46 50 54 60 66
80
38 42 46 50 54 60 66
85
38 42 46 50 54 60 66
90
38 42 46 50 54 60 66 78
95
38 42 46 50 54 60 66 78
100
38 42 46 50 54 60 66 78
105
38 42 46 50 54 60 66 78 90
110
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
115
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
120
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
125
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
130
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
140
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
150
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
160,
170,
190,
200, 44 48 52 56 60 66 72 84 96 108
180
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 ТУ14-1-3282-81, для несущей структуры - оловянистую бронзу
БРОФ10-8 по ГОСТ, для рабочего тела - припой ПОС-60 по ГОСТ.
190

191.

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
постановки
с
пакета
болтами
применением
во
всех
местах
их
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.
Группа
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
х геометрию
Не
20
23
25
28
30
33
36
40
45
52
элементах
для
пропуска
определяющи
Длины овальных
х геометрию
отверстий
в
высокопрочных болтов назначают по результатам вычисления
максимальных абсолютных смещений соединяемых деталей для
каждого ФПС по результатам предварительных расчетов при
обеспечении
несоприкосновения
болтов
о
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
смещений соединяемых элементов.
ФПС
и
направления
191

192.

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
фрикционно-
неподвижной 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.
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
192
должны быть подготовлены посредством либо пескоструйной

193.

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
соответствовать
первой
поверхности
степени
удаления
должны
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 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
193

194.

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
документации
поступившие
на
материалов
должна
соответствие
ТУ.
без
быть
проверена
Применять
документации
по
материалы,
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.
194

195.

Рабочая вязкость грунтовки определяется вискозиметром ВЗ4 (ГОСТ 9070-59) по методике ГОСТ 17537-72.
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 90110 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.
195

196.

Контроль
толщины
покрытия
осуществляется
магнитным
толщиномером ИТП-1.
Адгезия определяется методом решетки в соответствии с
ГОСТ
15140-69
на
контрольных
образцах,
окрашенных
по
принятой технологии одновременно с элементами и деталями
конструкций.
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
применением
правила
ручных
при
окрасочных
распылителей"
работах
с
(Министерство
здравоохранения СССР, № 991-72)
"Инструкцию по санитарному содержанию помещений и
оборудования производственных предприятий" (Министерство
здравоохранения СССР, 1967 г.).
При
пневматическом
увеличения
методе
туманообразования
распыления,
во
и
лакокрасочного
расхода
избежание
материала, должен строго соблюдаться режим окраски. Окраску
следует производить в респираторе и защитных очках. Во время
окрашивания
в
располагаться
таким
материала
имела
закрытых
образом,
направление
помещениях
чтобы
струя
маляр
должен
лакокрасочного
преимущественно
в
сторону
воздухозаборного отверстия вытяжного зонта. При работе на
открытых площадках маляр должен расположить окрашиваемые
196

197.

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
краскораспределителю
воздушных
и
шлангов
воздушной
к
сети.
Краскораспределители, кисти и терки в конце рабочей смены
необходимо
тщательно
очищать
и
промывать
от
остатков
грунтовки.
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.
197

198.

6.4.2 Транспортировка и хранение элементов и
деталей, законсервированных грунтовкой
ВЖС 83-02-87
Укладывать,
хранить
законсервированные
элементы
исключить
возможность
и
и
транспортировать
детали
нужно
механического
так, чтобы
повреждения
и
загрязнения законсервированных поверхностей.
Собирать можно только те элементы и детали, у которых
защитное
покрытие
контактных
высохло.
Высохшее
защитное
поверхностей
полностью
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
оловянистой
бронзы
БРОФ10-8.
На
несущий
198
слой

199.

оловянистой бронзы БРОФ10-8 наносится способом лужения
припой ПОС-60 до полного покрытия несущего слоя бронзы.
6.6. Сборка ФПС
Сборка
ФПС
фрикционным
проводится
покрытием
с
использованием
одной
из
шайб
поверхностей,
с
при
постановке болтов следует располагать шайбы обработанными
поверхностями внутрь ФПС.
Запрещается
деталей
ФПС.
очищать
внешние
Рекомендуется
поверхности
использование
внешних
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
гайковертами
на
болты
90%
от
и
осуществляют
проектного
их
усилия.
натяжение
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
герметизацию ФПС;
плотности
стягивания
ФПС
производят
199

200.

болты затягиваются до нормативных усилий натяжения
динамометрическим ключом.
Общество с ограниченной ответственностью «С К С Т Р О Й
К О М П Л Е К С - 5» СПб, ул. Бабушкина, д. 36 тел./факс 812705-00-65 E-mail: stanislav@stroycomplex-5. ru http://www.
stroycomplex-5. ru
РЕГЛАМЕНТ
МОНТАЖА АМОРТИЗАТОРОВ СТЕРЖНЕВЫХ ДЛЯ СЕЙСМОЗАЩИТЫ МОСТОВЫХ СООРУЖЕНИЙ
1. Подготовительные работы
1.1 Очистка верхних поверхностей бетона оголовка опоры и пролетного строения от загрязнений;
2.
Контрольная съемка положения закладных деталей (фундаментных болтов) в
оголовке опоры и диафрагме железобетонного пролетного строения или отверстий в металле
металлического или сталежелезобетонного пролетного строения с составлением схемы
(шаблона).
3.
Проверка соответствия положения отверстий для крепления амортизатора к опоре и
к пролетному строению в элементах амортизатора по шаблонам и, при необходимости,
райберовка или рассверловка новых отверстий.
4.
Проверка высотных и горизонтальных параметров поступившего на монтаж аморти-
затора и пространства для его установки на опоре (под диафрагмой). При необходимости, срубка
выступающих частей бетона или устройство подливки на оголовке опоры.
5.
Устройство подмостей в уровне площадки, на которую устанавливается амортизатор.
6. Установка и закрепление амортизатора
2.1. Установка амортизаторов с нижним расположением ФПС (под железобетонные пролетные строения).
2.1.1. Расположение фундаментных болтов для крепления на опоре может быть двух видов:
8. болты
расположены
внутри
основания
и
при
полностью
смонтированном
амортизаторе не видны, т.к. закрыты корпусом упора, при этом концы фундаментных болтов
выступают над поверхностью площадки, на которой монтируется амортизатор;
9. болты расположены внутри основания и оканчиваются резьбовыми втулками, верхние
торцы которых расположены заподлицо с бетонной поверхностью;
10.
болты расположены у края основания, которое совмещено с корпусом упора, и
после монтажа амортизатора доступ к болтам возможен, при этом концы фундаментных болтов
выступают над поверхностью площадки;
200

201.

4) болты расположены у края основания и оканчиваются резьбовыми втулками, как и во
втором случае
2.1.2. Последовательность операций по монтажу амортизатора в первом случае приведена
ниже.
а) Затяжка болтов ФПС на усилие, предусмотренное проектом.
б) Разборка соединения основания с корпусом упора, собранного на время транспортировки.
в) Подъем основания амортизатора на подмости в уровне, превышающем уровень площадки, на которой монтируется амортизатор, на высоту выступающего конца фундаментного болта.
г) Надвижка основания в проектное положение до совпадения отверстий для крепления
амортизатора с фундаментными болтами, опускание основания на площадку, затяжка фундаментных болтов, при необходимости срезка выступающих над гайками концов фундаментных болтов.
д) Подъем сборочной единицы, включающей остальные части амортизатора, на подмости в
уровне установленного основания.
е) Снятие транспортных креплений.
ж) Надвижка упомянутой сборочной единицы на основание до совпадения отверстий под
штифты и резьбовые отверстия под болты в основании с соответствующими отверстиями в упоре,
забивка штифтов в отверстия, затяжка и законтривание болтов.
з) Завинчивание болтов крепления верхней плиты стержневой пружины в резьбовые отверстия втулок анкерных болтов на диафрагме пролетного строения. Если зазор между верхней
плитой и нижней плоскостью диафрагмы менее 5мм, производится затяжка болтов. Если зазор
более 5 мм, устанавливается опалубка по контуру верхней плиты, бетонируется или инъектируется зазор, после набора прочности бетоном или раствором производится затяжка болтов.
и) Восстановление антикоррозийного покрытия.
2.1.3. Операции по монтажу амортизатора во втором случае отличаются от операций
первого случая только тем, что основание амортизатора поднимается на подмости в уровне площадки, на которой монтируется амортизатор и надвигается до совпадения резьбовых отверстий во
втулках фундаментных болтов с отверстиями под болты в основании.
2.1.4. Последовательность операций по монтажу амортизатора в третьем случае приведена
ниже.
а) Затяжка болтов ФПС на усилие, предусмотренное проектом.
б) Подъем амортизатора на подмости в уровень, превышающий уровень площадки, на которой монтируется амортизатор, на высоту выступающего конца фундаментного болта.
201

202.

в) Снятие транспортных креплений.
г) Надвижка амортизатора в проектное положение до совпадения отверстий для его крепления с фундаментными болтами, опускание амортизатора на площадку, затяжка фундаментных
болтов.
Далее выполняются операции, указанные в подпунктах 2.1.2.д...2.1.2.и.
2.1.5. Операции по монтажу амортизаторов в четвертом случае отличаются от операций
для третьего случая только тем, что амортизатор поднимается на подмости в уровень площадки,
на которой он монтируется и надвигается до совпадения отверстий в амортизаторе с резьбовыми
отверстиями во втулках.
2.2. Установка амортизаторов с верхним расположением ФПС (под металлические про-
летные строения)
2.2.1. Последовательность и содержание операций по установке на опоры амортизаторов
как с верхним, так и с нижним расположением ФПС одинаковы.
2.2.2. К металлическому пролетному строению амортизатор прикрепляется посредством
горизонтального упора. После прикрепления амортизатора к опоре выполняются следующие операции:
1) замеряются зазоры между поверхностями примыкания горизонтального упора к конст-
рукциям металлического пролетного строения;
2) в отверстия вставляются высокопрочные болты и на них нанизываются гайки;
3) при наличии зазоров более 2 мм в местах расположения болтов вставляются вильчатые
прокладки (вилкообразные шайбы) требуемой толщины;
4) высокопрочные болты затягиваются до проектного усилия.
2.3. Подъемка амортизатора на подмости в уровне площадки, на которой он будет смон-
тирован.
2.4. Демонтаж транспортных креплений.
Заместитель генерального директора
Л.А. Ушакова
Согласовано:
Главный инженер проекта
ОАО «Трансмост»
Главный инженер проекта ОАО
«Трансмост»
И.В. Совершаев
И.А. Мурох
202

203.

Главный инженер проекта
В.Л. Бобровский
ПРЯМОЙ УПРУГОПЛАСТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ
СТАЛЬНЫХ ФЕРМ С БОЛЬШИМИ ПЕРЕМЕЩЕНИЯМИ
НАПРЕДЕЛЬНОЕ РАВНОВЕСИЕ
И ПРИСПОСОБЛЯЕМОСТЬ
A. ХЕЙДАРИ, аспирант,
B. В. ГАЛИШНИКОВА, канд. техн. наук, доцент
Российский университет дружбы народов, 117198, Москва,
ул. Миклухо-Маклая, 6
В данной работе описывается разработанный авторами
прямой метод упругопла- стического анализа стальных
пространственных ферм в условиях больших перемещений.
За основу был принят инкрементальный метод
геометрически нелинейного анализа пространственных
ферм, разработанный ранее одним из авторов, и выполнена
его модификация, позволяющая учесть текучесть и
пластические деформации в стержнях ферм. Предложенный
метод реализован в виде программного приложения на
платформе Java. При помощи этого приложения выполнен
ряд примеров, описанных в данной работе. Приведенные
примеры демонстрируют, что прямой расчет
пространственных ферм на пластическое предельное
равновесие и приспособляемость при больших
перемещениях может быть успешно реализован в
программе. Алгоритмы охватывают широкий спектр
упругопластического поведения фермы: упругую работу,
приспособляемость, прогрессирующие пластические
деформации и разрушение при формировании механизма. 203

204.

Программное приложение может быть использовано в
качестве тестовой платформы для исследования
упругопластического поведения ферм и как инструмент для
решения прикладных задач.
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: стальная ферма, большие
перемещения, пластичность.
1. Теоретические основы расчета на пластическое
предельное равновесие и приспособляемость
Деформации и устойчивость стальных конструкций
зависят от геометрической и физической нелинейности их
поведения. При больших перемещениях конструкции
условия равновесия и зависимости «перемещениядеформации» нелинейны. Если материал в отдельных частях
конструкции достигает предела текучести, то изменяются
соотношения «напряжения-деформации», а также
отношения жесткостей элементов конструкции, и в ней
могут образовываться механизмы. Данная статья посвящена
анализу таких конструкций при помощи компьютерных
моделей.
Теоретические основы расчета на предельную
пластическую нагрузку и приспособляемость изложены в
сопутствующей статье [1]. Показано, что при малых
перемещениях такие задачи традиционно решаются при
помощи методов оптимизации. При использовании методов
оптимизации, рассматривается последовательность
статически возможных состояний конструкции и
определяется максимальный коэффициент нагружения,
называемый коэффициентом надежности
приспособляемости. Альтернативно, может быть
рассмотрена последовательность кинематически возможных
204

205.

перемещений конструкции и определен минимальный
коэффициент нагружения.
В прямом методе расчета, излагаемом в данной работе,
удовлетворяются как статические, так и кинематические
условия, и оптимизация не требуется. Прямой метод требует
расчета последовательности конфигураций конструкции, так
как при наступлении пластичности ее жесткость изменяется.
Если какой-то из стержней фермы достигает пластического
состояния или наоборот, если
стержень восстанавливает упругое состояние при разгрузке,
должно быть выполнено переформирование и разложение
матрицы жесткости системы. На начальных этапах развития
теории предельного пластического равновесия и
приспособляемости мощности компьютеров не
соответствовали объему вычислений прямого метода. В
связи с этим, предпочтение отдавалось методам,
основанным на теории оптимизации, для которых был
разработан ряд теорем.
Все теоремы оптимизации, рассмотренные в [1] основаны
на линейной суперпозиции нагрузок при формировании их
сочетаний. Если поведение конструкции геометрически
нелинейно, то суперпозиция нагрузок неправомерна. В этом
случае теоремы теряют справедливость, и оптимизационный
подход не может быть использован для анализа
приспособляемости.
При современном уровне развития компьютеров
преимущество непрямого оптимизационного подхода
становится спорным даже для задач с малыми
перемещениями. В представленной работе поставлена
задача оценить возможность использования прямого метода
упругопластического расчета для практических инженерных
задач расчета стальных пространственных ферм.
205

206.

Инкрементальный метод геометрически нелинейного
анализа пространственных ферм, который использован в
настоящем исследовании, был описан в ряде публикаций [27], и поэтому в данной статье не представлен. Авторами
статьи была выполнена модификация этого метода,
позволяющая учесть текучесть и пластические деформации
в стержнях ферм.
2. Упругопластическое поведение стального стержня
Каждый стержень фермы рассматривается как конечный
элемент постоянного поперечного сечения, подверженный
действию лишь осевого усилия. Стержни соединяются в
узлах шарнирно. Упругая потеря устойчивости отдельных
стержней не рассматривается. Если стержень достигает
пластичности, то полагается, что он может нести осевую
нагрузку, соответствующую напряжению текучести.
Считается, что каждый стержень фермы на шаге нагружения
находится либо в упругом, либо в пластическом состоянии.
Величина шага вычисляется в алгоритме решения таким
образом, чтобы справедливость этого положения не
нарушалась. Вклад каждого стержня в секущую матрицу
фермы вычисляется при помощи выражений, выведенных
для геометрически нелинейного расчета ферм [4]. Если
стержень достиг пластичности, то его вклад в секущую
матрицу жесткости фермы равен нулю.
точках B и C стержень будет упругим при отрицательных
инкрементах деформации и пластическим - при
положительных инкрементах деформации. В точках E и F
стержень будет упругим при положительных инкрементах
деформации и пластическим - при отрицательных.
3. Прямой метод расчета по предельному равновесию
206

207.

В прямом методе расчета на пластическое предельное
равновесие задается схема нагружения (модельная
нагрузка), которая затем умножается на коэффициент
нагружения X , давая значение нагрузки на шаге
нагружения. Определяется максимальное значение
коэффициента нагружения, при котором конструкция
сохраняет устойчивость. Так как предполагается, что
конструкция испытывает большие перемещения, то заранее
не известно, какое предельное состояние наступит раньше:
потеря устойчивости формы конструкции или образование
пластического механизма.
На рис. 2 показана структурная схема алгоритма расчета
фермы на предельную нагрузку. Алгоритм учитывает
геометрическую и физическую нелинейность и состоит из
двух вложенных циклов. Во внешнем цикле выполняется
пошаговый расчет до достижения заданного коэффициента
нагружения или наступления предельного состояния фермы.
Во внутреннем цикле производится итерационное
вычисление матрицы секущей матрицы для шага
нагружения в соответствии с инкрементами перемещения и
изменениями состояний стержней.
Истинное состояние стержней на шаге нагружения
определяется итерационно. В начале первого шага
нагружения все стержни упруги и свободны от
напряжений. В первом цикле итераций на всех
последующих шагах нагружения полагается, что стержень
пластичен, если он был пластичен в конце предыдущего
шага нагружения. В противном случае, стержень полагается
упругим. Эти предположения могут оказаться
некорректными, и будут уточняться в конце каждого шага
нагружения.
207

208.

Рассмотрим стержень, состояние которого на шаге было
принято пластическим состоянием. Для упругой и
пластической деформаций задаются пределы погрешностей
Se и ѐр. Типичными значениями пределов погрешностей
можно
считать 5S = 10-10 и 5р = 10 6 . Стержень испытывает на
шаге пластическую
деформацию, если значение абсолютной величины
инкремента пластической деформации | sp| превосходит
погрешность ѐр. В противном случае стержень во время
шага был упругим вопреки допущению, принятому в начале
шага, и в программе устанавливаются соответствующие
флажки.
Если проверка состояния стержней в конце первого цикла
итераций показывает, что ни один их стержней не изменил
состояния, то цикл считается завершенным. Если хотя бы
один из стержней перешел в упругое состояние, шаг
55
нагружения повторяется с использованием новых состояний
стержней. В противном случае хотя бы один из стержней
перешел в пластическое состояние, и вычисляется
наименьший коэффициент редуцирования rmm. Пробное
состояние масштабируется при помощи этого
коэффициента, и цикл завершается.
В начале второго и всех последующих циклов итераций
на шаге нагруже- ния, состояние стержня принимается
равным его состоянию в конце предыдущего цикла.
Вычисляется матрица секущей жесткости для текущих
инкрементов перемещений и состояния стержней.
Процедура продолжается так же, как и в предыдущем цикле.
Итерации на шаге нагружения завершаются, когда норма
погрешности пробного решения становится меньше
208

209.

заданного предельного значения. Пошаговое нагружение
завершается, когда достигается предельная нагрузка или
когда выполняется заданное число шагов нагружения.
Предельная нагрузка считается достигнутой, когда
максимальное заданное число делений длины хорды в
методе постоянных дуг не приводит к формированию
положительно определенной матрицы секущей жесткости
или к сходимости метода для пробного состояния фермы на
шаге нагружения.
4. Расчет двухпролетной фермы на предельную нагрузку
Данный пример демонстрирует применение прямого метода
расчета на предельную пластическую нагрузку, описанного
в разделе 3, к анализу двухпролетной фермы, показанной на
рисунке 4.
Рис. 5. Последовательный переход стержней фермы в
пластическое состояние 5. Прямой метод расчета на
приспособляемость
Рассмотрим конструкцию с множеством векторов
модельных нагрузок p k. История нагружения q (t)
конструкции представляет собой линейную
комбинацию модельных нагрузок с коэффициентами
нагружения ak(t), которые являются циклическими
функциями псевдовремени t с периодом T:
вертикальное перемещение (мм)
Рис. 6. Вертикальные перемещения узлов правого пролета
Конструкция подвержена нагрузке X q (t), где X коэффициент надежности приспособляемости. Целью
расчета на приспособляемость является определение
наибольшее значение Xmax коэффициента надежности, при
котором кон209

210.

струкция испытывает пластические деформации в первых
нескольких циклах нагружения, а затем вновь становится
упругим и остается упругим в последующих циклах
нагружения. Приспособляемость под действием
циклической нагрузки анализируется путем вычисления
упругопластического поведения фермы для нагрузки X q (t)
для ряда циклов нагружения. Приспособляемость считается
наступившей в цикле нагружения, если в данном цикле ни
один из стержней не испытывает пластической деформации.
Если конструкция не приспосабливается после заданного
числа циклов, то полагается, что для принятого
коэффициента надежности приспособляемости не наступает.
Максимальный коэффициент надежности
приспособляемости определяется при помощи метода
бисекции интервала, заключающегося в следующем.
Задается начальный коэффициент надежности X0, и ферма
рассчитывается на нагрузку X0q(t). Если ферма для
принятой нагрузки не приспосабливается, то коэффициент
надежности умножается на коэффициент 2/3. Если ферма
приспосабливается, коэффициент надежности умножается
на 3/2. Процедура повторяется до тех пор, пока не
отыскивается коэффициент надежности для которого
приспособляемость наступает, и коэффициент X2, для
которого приспособляемость не наступает. Максимальный
коэффициент надежности приспособляемости лежит в
интервале Х2]. Интервал, содержащий максимальный
коэффициент надежности приспособляемости, делится
пополам и ферма рассчитывается для
среднеарифметического коэффициента надежности = 0,5(^1
+ X2). Если ферма приспосабливается, то интервал
заменяется на [Xm, X2] в
противном случае он заменяется на Xm]. После 10 циклов
бисекции интервал сокращается до 1/1024 от своего
210

211.

первоначального размера, после 20 циклов - приблизительно
до 1/106 начального размера.
Упругопластический расчет для заданного коэффициента
надежности выполняется пошагово, как и расчет на
предельное пластическое равновесие, однако, для
определения инкрементов нагрузки не используется метод
постоянных дуг. Вместо этого, период T разделяется на
заданное число nT интервалов по времени At = T / nj .
Нагрузка в точках на границах интервалов определяется при
помощи выражения (13) и коэффициента надежности
приспособляемости X.
Если ферма находится в упругом состоянии, то один шаг
по времени совпадает с одним циклом по нагрузке. Если во
время шага по времени хотя бы один из стержней фермы
изменяет свое состояние, то этот шаг разделяется на
несколько шагов нагружения. Конец каждого шага
нагружения, за исключением последнего, совпадает с
изменением в состоянии одного или нескольких стержней.
Последний шаг нагружения в интервале времени задается
так, чтобы сумма инкрементов нагрузки по шагам
нагружения была равна инкременту нагрузки на шаге по
времени. На рис. 7 приведена структурная схема алгоритма
определения максимального коэффициента надежности
приспособляемости пространственной фермы для заданной
истории нагружения q(t). Алгоритм состоит из четырех
вложенных циклов. Внешний цикл выполняется по
периодам времени до выявления приспособляемости или ее
отсутствия. Второй цикл выполняется по временным шагам
в одном периоде. Третий цикл выполняется по шагам нагружения в одном временном шаге. Во внутреннем цикле
итерационно вычисляется матрица секущей жесткости на
шаге нагружения.
211

212.

Расчет на приспособляемость состоит из
последовательности расчетов с изменяющимися
коэффициентами надежности. Если для заданного
коэффициента надежности ферма остается упругой в первом
цикле, то она останется упругой во всех последующих
циклах, и, следовательно, приспосабливается.
Рис. 7. Структурная схема алгоритма расчета фермы на
приспособляемость
Если ферма на шаге нагружения теряет устойчивость, то
приспособляемость не наступит. Если ферма испытывает
пластические деформации в первом цикле,
но восстанавливает упругость в следующем цикле и
сохраняет ее в последующих, то она считается
приспособившейся. Если ферма испытывает пластические
деформации в последнем цикле расчета, то она не
приспосабливается. Расчет на приспособляемость
прекращается после того, как интервал, содержащий
наибольший коэффициент надежности приспособляемости,
уменьшен до заданного размера. Это размер может
меняться, в зависимости от назначения программы. Для
практических задач он может быть задан большим, чем для
исследовательских.
Разработанный алгоритм реализован в программном
приложении на платформе Java 2, при помощи которого
авторами выполнен ряд примеров.
6. Расчет двухпролетной фермы на приспособляемость
Данный пример иллюстрирует положения расчета на
приспособляемость, изложенные в разд. 5. Здесь
использована конструктивная схема фермы, описанная в
разд. 4 (см. рис. 4). На ферму действуют периодические
вертикальные сосредоточенные силы: силы W1,
приложенные в двух верхних узлах в середине левого
212

213.

пролета и силы W2, приложенные в двух верхних узлах в
середине правого пролета фермы. Графики изменения
нагрузок по времени показаны на рис. 8. В задаче
определяется максимальный коэффициент
приспособляемости.
7. Заключение
Примеры, приведенные в данной статье, демонстрируют,
что прямой расчет пространственных ферм на пластическое
предельное равновесие и приспособляемость при больших
перемещениях может быть успешно реализован в
программе. Алгоритмы охватывают широкий спектр
упругопластического поведения фермы: упругую работу,
приспособляемость, прогрессирующие пластические
деформации и разрушение при формировании механизма.
Полный набор результатов расчета включает переменные
состояния узлов и стержней на всех шагах нагружения всех
шагов по времени во всех циклах для всех коэффициентов
надежности и является чрезвычайно объемным. Так как
состояние стержня не изменяется на шаге нагружения, на
печать выводятся лишь каждое изменение состояния
каждого стержня фермы. Эта детальная информация
позволяет выполнить тщательный анализ поведения
конструкции.
Разработанное программное приложение позволяет
определять последовательность, в которой стержни
достигают текучести, величину нагрузки, при которой это
происходит, накопление пластических деформаций в
стержнях, остаточные напряжения в стержнях, а также
перемещения узлов при знакопеременной пластичности.
Оно может быть использовано в качестве тестовой
213

214.

платформы для исследования упругопластического
поведения ферм и как инструмент для решения многих
прикладных задач.
Рис. 11. История перемещений узлов n5 и щ3 при
коэффициенте X= 4,22656
Время, требуемое для расчета описанной выше
двухпролетной фермы при 25 бисекциях и максимальном
количестве циклов для каждой бисекции равном 24,
составляет 5 секунд для стандартного портативного
компьютера. Требуемое время зависит в основном от
времени, затрачиваемого на составление и решение систем
уравнений. Ожидаемое время расчета аналогичной фермы с
300 узлов - менее 1 часа. Для инженерной точности расчета
время может быть сокращено до 30 минут. Задачи большей
размерности могут решаться на компьютерах большей
производительности, в том числе вычислительных
кластерах.
Литература
1. Хейдари А., Галишникова В.В. Аналитический обзор
теорем о предельной нагрузке и приспособляемости в
упругопластическом расчете стальных конструкций //
Строительная механика инженерных конструкций и
сооружений.- 2014.- № 3. - С. 318.
2. Галишникова В.В. Вывод разрешающих уравнений
задачи геометрически нелинейного деформирования
пространственных ферм на основе унифицированного
подхода // Вестник ВолгГАСУ, серия: Строительство и
архитектура. - Волгоград, 2009.-Вып. 14(33). - С. 39-49.
3. Галишникова В.В. Постановка задачи геометрически
нелинейного деформирования пространственных ферм на
основе метода конечных элементов // Вестник ВолгГА- СУ,214

215.

серия: Строительство и архитектура. - Волгорад, 2009. Вып.14(33). - С. 50-58.
4. Галишникова В.В. Модификация метода постоянных
дуг, основанная на использовании матрицы секущей
жесткости // Вестник МГСУ. - Москва, 2009. №2. - С. 63-69.
5. Галишникова В.В. Конечно-элементное моделирование
геометрически нелинейного поведения пространственных
шарнирно-стержневых систем // Вестник гражданских
инженеров (СПбГАСУ). - СПб, 2007. -№ 2(11). - С. 101—
106.
6. Галишникова В.В. Алгоритм геометрически
нелинейного расчета пространственных шарнирностержневых конструкций на устойчивость // МСНТ «Наука
и технологии»: Труды XXVII Российской школы. - М.: РАН,
2007. - С. 235—244.
7. Галишникова В.В. Обобщенная геометрически
нелинейная теория и численный анализ деформирования и
устойчивости пространственных стержневых систем.
Диссертация на соискание ученой степени доктора
технических наук. -М.: МГСУ, 2011.
Refeгences
1. Heidari, А, Galishnikova, VV. (2014). A Review of Limit
Load and Shakedown Theorems for the Elastic-Plastic Analysis
of Steel Structures.Structural Mechanics of Engineering
Constructions and Buildings, № 3, 3-18.
2. Galishnikova, VK(2009). Derivation of the governing
equations for the problem of geometrically nonlinear
deformation of space trusses on the basis of unified approach. J.
of Volgograd State University for Architecture and Civil
Engineering.Civil Eng. & Architecture, 14(33), 39-49 (in
Russian).
3. Galishnikova, VV. (2009). Finite element formulation of
the problem of geometrically nonlinear deformations of space 215

216.

trusses. Journal of Volgograd State University for Architecture
and Civil Engineering.Civil Eng. & Architecture, 14(33), 50-58
(in Russian).
4. Galishnikova, VV. (2009). Modification of the constant arc
length method based on the secant matrix formulation. Journal of
Moscow State University of Civil Engineering, №2, 63-69 (in
Russian).
5. Galishnikova, VV. (2007). Finite element modeling of
geometrically nonlinear behavior of space trusses. Journal of
Civil Engineers. Saint-Petersburg University if Architecture and
Civil Engineering, 2(11), 101—106 (in Russian).
6. Galishnikova, VV. (2007). Algorithm for geometrically
nonlinear stability analysis of space trussed systems. Proceedings
of the XXVII Russian School "Science and Technology".
Moscow: Russian Academy of Science, 235-244 (in Russian).
7. Galishnikova VV. (2011). Generalized geometrically
nonlinear theory and numerical deformation and stability
analysis of space trusses.Dissertation submitted for the degree of
Dr. of Tech. Science. Moscow State University of Civil
Engineering, 2011.
DIRECT ELASTIC-PLASTIC LIMIT LOAD AND
SHAKEDOWN ANALYSIS OF STEEL SPACE TRUSSES
WITH LARGE DISPLACEMENTS
A. Heidari, V.V. Galishnikova
Peoples Friendship University of Russia, Moscow
A direct method for elastic-plastic limit load and shakedown
analysis of steel space trusses with large displacements is treated
in this paper. The incremental method for the geometrically
nonlinear analysis of space trusses, developed by one of the
authors was modified to account for yielding and plastic strains
in the bars of the truss. The new method has been implemented
in computer software. The examples in this paper show that the
direct analysis of space trusses with large displacements can be 216

217.

implemented successfully for both the limit and the shakedown
analysis of space trusses on the Java platform. The algorithms
cover a wide range of elastic-plastic truss behavior: purely
elastic behavior, shakedown, ratcheting and collapse due to the
formation of a mechanism. The sequence in which the bars yield,
the load levels at which this occurs, the accumulation of the
plastic strains in the bars, the residual stresses in the bars and the
node displacements during ratcheting can all be evaluated. The
computer application is therefore suitable as a test platform for
elastic-plastic truss behavior. It can be applied to many other
problems of elastic-plastic space truss analysis.
KEY WORDS: steel space trusses, large displacements,
plasticity, limit analysis, shakedown.
Строительная механика инженерных конструкций и
сооружений, 2014, № 3
Строительная механика инженерных конструкций и
сооружений, 2014, № 3
Строительная механика инженерных конструкций и
сооружений, 2014, № 3
Строительная механика инженерных конструкций и
сооружений, 2014, № 3
Строительная механика инженерных конструкций и
сооружений, 2014, № 3
МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РФ
Федеральное государственное автономное образовательное
учреждение высшего профессионального образования
«Казанский (Приволжский) федеральный университет»
217

218.

Решая упругую задачу для первого приращения нагрузки,
вычисляем {Ase} и {Аа}. Напряжения и деформации на
первом шаге получаются, если
к напряжениям {Аа}0 и деформациям {s}0, заданным
начальными условиями,
добавим соответствующие вычисленные приращения. На
следующих шагах вычисленные приращения добавляются к
напряжениям и деформациям на предыдущем шаге [9]. При
помощи (7.4) при выполнении условия (7.5) по {Аа} и
напряжений {а}0, заданных начальными условиями или,
соответственно, предыдущим шагом, определяем и {Asp}
прибавляем к
текущим значениям деформаций. Аналогично поступаем с
параметром текучести, который выбираем равным
интенсивности пластических деформаций [9]. Его
приращение определяем по формуле
Asp = 2 {Asp } {Asp }. Параметр текучести x считается
равным нулю на
первой итерации, или определяется предыдущим шагом.
{ачч ча
{S ={s}0 +{Ase} + {Asp }u (7.7)
%1 =%0 +A%1
2. За начальную деформацию {s}0 принимаем Asp и
возвращаемся к первому шагу процедуры. Снова из решения
упругой задачи находим {Ase}2
и У1 и т.д., пока не достигнем полной величины нагрузки.
Следует отметить, что к идеально пластическим телам
этот метод неприменим [10].
8. ЭЛЕМЕНТ SOLID45
Описание элемента
Элемент SOLID 45 применяется для трехмерных задач в
ANSYS. Геометрия данного элемента представлена на рис 4.
Как видно из рисунка элемент состоит из 8 узлов SOLID 45 218

219.

обладает пластичностью, набуханию, также предназначен
для расчета на большие деформации и напряжения [3].
Рис. 4. Геометрия элемента SOLID45
9. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ НЕЛИНЕЙНОСТИ
Геометрические нелинейности соответствуют
нелинейностям конструкции или компонента, вызванным
изменением геометрической формы при появлении
перемещений. Это значит, что жесткость [К] является
функцией перемещений {u}. Жесткость изменяется под
влиянием изменения формы и (или) поворотов материала в
конструкции. Комплекс может учитывать пять типов
геометрических не линейностей.
- Большие деформации предполагают, что деформации не
являются бесконечно малыми (являются конечными).
Изменения формы (например, площади поперечного
сечения, толщины и т. д.) также учитываются1
Перемещения и повороты могут являться произвольно
значительными.
- Большие повороты предполагают, что повороты
являются большими, но механические деформации
(вызывающие напряжения) оцениваются при помощи
линеаризованных уравнений. Конструкция считается не
изменяющей форму, за исключением движения в виде
жесткого целого. Элементы этого класса соответствуют
своей первоначальной форме.
- Изменение жесткости при приложении нагрузок
предполагает, что и деформации, и повороты являются
малыми. Для учета отдельных нелинейных эффектов
поворотов используется аппроксимация первого порядка.
- Изменение жесткости при наличии скорости вращения
предполагает, что и деформации, и повороты являются
219

220.

малыми. Данная опция описывает радиальное движение
массы тела в задачах МДТТ, связанное с наличием угловой
скорости. Следовательно, данный эффект схож с большими
перемещениями и одновременной аппроксимацией малого
вращения.
- Изменение жесткости, связанное с приложением
давления, описывает изменение жесткости, вызванное
эффектом следящей нагрузки при повороте нагрузки в
форме давления. В задачах с большими перемещениями
подобное может влиять на скорость сходимости [3].
10. ПРОВЕДЕНИЕ НЕЛИНЕЙНОГО СТАТИЧЕСКОГО
АНАЛИЗА
Процедура выполнения нелинейного статического расчета
состоит из перечисленных ниже задач:
- создание модели;
- назначение опций контроля решения;
- назначение дополнительных опций контроля решения;
- выполнение вычислений;
- просмотр результатов.
Построение модели
В сущности, этот шаг одинаков и для линейного, и для
нелинейного расчетов, хотя нелинейный расчет может
включать специальные элементы или нелинейные свойства
материала. Если расчет включает эффекты больших
деформаций, данные кривой деформирования (связи
напряжений с деформацией) должны быть выражены в
терминах истинных напряжений и истинных (или
логарифмических) деформаций.
После создания модели в комплексе ANSYS указываются
средства контроля расчета (тип расчета, опции расчета,
опции шага нагрузки и т. д.), прикладываются нагрузки и
проводятся вычисления. Нелинейный расчет отличается от
линейного расчета, в нелинейном расчете часто требуется 220

221.

приложение нагрузки шагами с приращениями и
используются итерации.
Назначение опций контроля решения
Процесс назначения опций контроля решения для
нелинейного расчета использует те же самые опции и метод
доступа (диалоговую панель Solution Controls), что и
используемые для расчетов линейных задач МДТТ.
Средства контроля расчета комплекса ANSYS
автоматически вызывают включение автоматического
назначения шага по времени (команда AUTOTS,ON).
Внутренняя схема автоматического назначения шага по
времени гарантирует, что изменение шага по времени не
является чрезмерным (приводит к многочисленным
делениям пополам или сокращениям) или слишком
консервативным (размер шага по времени является слишком
малым). В конце текущего шага по времени размер
следующего шага по времени предсказывается на основе
четырех факторов:
-числа итераций, использованных в последнем шаге по
времени (увеличение числа итераций вызывает уменьшение
шага по времени);
-предсказание изменения состояния нелинейных
элементов (размер шага по времени уменьшается, если
изменение состояния неизбежно);
-значений приращения пластических деформаций;
-значений приращения деформаций ползучести.
Назначение дополнительных опции решателя
В этом разделе рассматриваются дополнительные
параметры, которые можно установить для решения задачи.
Эти параметры не отображаются в диалоговом окне
решателя, поскольку они используются редко, и их значения
по умолчанию редко требуется изменять.
Выполнение вычислений
221

222.

Для нелинейной задачи, используя те же команды и
процедуры, как и в решении линейной статической задачи.
Если вам нужно определить несколько уровней нагрузки,
необходимо заново задать настройки времени, шаг нагрузки,
и так далее, а затем сохранить и решить для каждой из
дополнительных ступеней нагрузки.
Просмотр результатов
Результаты нелинейного статического анализа состоят
главным образом из перемещений, напряжений, деформаций
и сил реакции. Вы можете просмотреть эти результаты в
POST1, общий постпроцессор, или в POST26.
11. ПОСТРОЕНИЕ РЕШЕНИЯ
Постановка задачи
Рассмотрим задачу об упругопластическом
деформировании жестко защемленной с обоих концов балки
прямоугольного поперечного сечения под действием
распределенной нагрузки q = 75 к^см (Рис. 5). Длина балки
I = 25см, высота h = 1 см, ширина Л = 0.125см, модуль
упругости Е = 2*10б
см
коэффициент Пуасонна ц = 0._, предел текучести _000кг/
2. Материал
см
идеально пластический, подчиняющийся критерию
пластичности Губера- Мизеса.
Рис. 5
Так как задача является симметричной, то достаточно
рассмотреть половину балки, введя дополнительные условия
симметрии. При решении используем сетку конечных
элементов размером100х10х1 (Рис. 6). Нагрузку разбиваем
на 100 шагов.
222

223.

Рис. 6. Сетка пластинки
12. РЕЗУЛЬТАТЫ
Все расчѐты были проведены в пакете ANSYS, log file
которых приведен в приложении.
Для проведения расчета сначала была построена
геометрия исследуемой пластинки, которая изображена на
рис. 7. Размеры для данной пластины следующие: ширина
0.125, длина 25 и высота 1. Далее данную пластинку разбили
на сетку с шагом ^которая представлена на рис.8. В качестве
шага h были выбраны следующие параметры: вдоль оси x с
разбиением равным 10; вдоль оси y с разбиением 1; вдоль
оси z с разбиением равным 100. На рис. 9 представлен
увеличенный вариант разбиения пластинки сеткой.
Построив геометрию и разбив ее на сетку, выбрав
граничные условия и приложив нагрузку, был произведен
расчет на деформацию пластины. На рис 10 и рис. 11
представлено деформированное состояние пластины. На
втором из них представлено для сравнения вместе с
начальным положением пластины. На рис. 12 и рис. 13
представлена интенсивность напряжений в пластинке. По
проведенному анализу напряженно-деформированного
состояния были выбраны критические точки, которые
изображены на рис. 6. Далее в каждой точке были
построены графики зависимости напряжений от времени,
которые представлены на рис. 14 - 17. Стоит отметить, что
начиная от 0 и до 100 единиц времени производиться
нагружение и начиная со 100 и до 200 единиц времени
происходит разгружение.
223

224.

На рис. 14 видно, что для точки 1 сначала происходит
этап с возрастанием интенсивности напряжений до предела
текучести. Затем наступает этап, когда интенсивность
напряжений не меняется со временем; при разгрузке сначала
происходит убывание интенсивности напряжений, затем
увеличение до предела текучести и наступление этапа
постоянного
напряжения. То же самое наблюдается для точки 2 и точки
3, что нельзя сказать о точке 4. На этапе разгрузки точка 4
находится в пластичной зоне.
ВЫВОДЫ
Настоящая работа посвящена исследованию
упругопластического материала. Рассмотрена методика
расчета упругопластических задач.
Приведены основные уравнения и определяющие
соотношения. Так как любой расчет основан на методе
конечных элементов (МКЭ), поэтому был изучен принцип и
основные соотношения МКЭ для упругопластического тела.
Для данной задачи применялся метод пошагового
нагружения, было выбрано условие пластичности ГубераМизеса. Была построена геометрия и проведен расчет на
деформацию в пакете ANSYS. По полученным напряженно деформируемому состоянию был произведен анализ и были
выбраны характерные точки. По данным точкам были
построены графики зависимости времени (нагружения и
разгружения) от напряжений и произведен анализ этих
графиков.
ЛИТЕРАТУРА
1. А.И. Голованов, Д.В. Бережной. Метод конечных
элементов в механике деформируемых твердых тел,
Казанский государственный университет. - Казань : Дас,
2001. - 301 с.
224

225.

2. 1. Артюхин Ю.П. Строительная механика в пакетах
«MATHEMATICA» и «ANSYS». - Казань: Казанский гос.
ун-т, 2009. - 120 с.
3. К.А. Басков. ANSYS: справочник пользователя. М.:ДМК Пресс, 2005. -640 с.
4. 2. Тимошенко С.П., Гере Дж. Механика материалов. М.: Мир, 1976. - 669 с.
5. Норри Д. де Фриз Ж. Введение в метод конечных
элементов. М.: Мир,
1981.-30 4 с.
6. Розин Л.А. Метод конечных элементов в применении к
упругим системам. - М. : Стройиздат, 1977.-129 с.
7. Грин А., Адкинс Д. Большие упругие деформации и
нелинейная механика сплошной среды. - М.: Мир,1965.-455
с.
8. Черных К.Ф. Нелинейная теория упругости в
машиностроительных расчетах. - Л.: Машиностроение,
1986.-336 с.
9. Баженов В.Г., Кибец А.И. Численное моделирование
трехмерных задач нестационарного деформирования
упругопластических конструкций методом конечных
элементов // Изв. РАН МТТ.- 1994, № 1,с. 52-59.
10. Алфутов Н.А. Основы расчета на устойчивость
упругих систем/ Н.А. Алфутов. - М.: Машиностроение,
1978. - 312 с.
11. Султанов Л.У., Давыдов Р.Л. Численный алгоритм
решения задачи о больших упругопластических
деформациях МКЭ. Вестник ПНИПУ. Механика. -Пермь:
Изд-во ПНИПУ 2013. № 1.-С. 81-93.
12. Султанов Л.У., Давыдов Р.Л. Численное исследование
больших деформаций методом конечных элементов.
Инженерно-строительный журнал.-Санкт-Петербург:
СПбГУ, 2013. №9 (44). -С. 64-68. ПРИЛОЖЕНИЕ
225

226.

226

227.

227

228.

228

229.

229

230.

230

231.

231

232.

232

233.

233

234.

234

235.

235

236.

236

237.

237

238.

238

239.

239

240.

240

241.

241

242.

242

243.

243

244.

244

245.

245

246.

246

247.

Более подробно о применения огнестойкого компенсатора
-гасителя температурных напряжений ,смотрите
247

248.

внедренные изобретения организации "Сейсмофонд" при
СПб ГАСУ Японо-Американской фирмой RUBBER
BEARING FRICTION DAMPER (RBFD)
HTTPS://WWW.DAMPTECH.COM/-RUBBER-BEARINGFRICTION-DAMPER-RBFD https://www.damptech.com/forbuildings-cover
https://www.youtube.com/watch?v=r7q5D6516qg
https://pdfs.semanticscholar.org/9e18/40d8ecd555c288babdf4f3
272952788a7127.pdf
Фирмой RUBBER BEARING FRICTION DAMPER (RBFD)
разработан и запроектирован амортизирующий демпфер,
который совмещает преимущества вращательного трения
амортизируя с вертикальной поддержкой эластомерного
подшипника в виде вставной резины, которая не долговечно
и теряет свои свойства при контрастной температуре , а
сам резина крошится. Амортизирующий демпфер
испытан фирмы RBFD Damptech , где резиновый
сердечник, является пластическим шарниром, трубчатого в
вида Seismic resistance GD Damper
https://www.youtube.com/watch?v=I4YOheI-HWk&t=5s
https://www.youtube.com/watch?v=CIZCbPInf5k
https://www.youtube.com/watch?v=ZRJcowT24I8&t=1s
https://www.youtube.com/watch?v=bFjGdgQz1iA Seismic
Friction Damper - Small Model QuakeTek
https://www.youtube.com/watch?v=YwwyXw7TRhA
https://www.youtube.com/watch?v=ViGHmWVvEkU&t=2s
https://www.youtube.com/watch?v=oT4Ybharsxo Earthquake
Protection Damper
https://www.youtube.com/watch?v=GOkJIhVNUrY&t=2s
Ingeniería Sísmica Básica explicada con marco didáctico
QuakeTek QuakeTek
https://www.youtube.com/channel/UCCGoRHfZQlJ8cwdGJxOQ
gLQ https://www.youtube.com/watch?v=aSZa--SaRBY&t=2s 248

249.

Friction damper for impact absorption DamptechDK
https://www.youtube.com/watch?v=pkfnGJ6Q7Rw&t=5s
https://www.youtube.com/watch?v=EFdjTDlStGQ
https://www.youtube.com/watch?v=NRmHBla1m8A
Материалы специальных технических условий (СТУ) по
испытанию огнестойкого компенсатор - гасителя
температурных напряжений в ПК SCAD (ОКГТН -СПб
ГАСУ) согласно заявки на изобретение от 14.02.2022 :
"Огнестойкого компенсатора -гасителя температурных
напряжений" , для обеспечения сейсмостойкости
строительных конструкций в сейсмоопасных районах ,
сейсмичностью более 9 баллов . Серия ШИФР ТУ
20.30.12-001-35635096-2021 СПб ГАСУ: Cпециальные
технические условия (СТУ), альбомы , чертежи,
лабораторные испытания : о применения огнестойкого
компенсатора -гасителя температурных напряжений ,
для обеспечения сдвиговой прочности !!! и
сейсмостойкости строительных конструкций в
сейсмоопасных районах , сейсмичностью более 9 баллов .
Серия ШИФР ТУ 20.30.12-001-35635096-2021 СПб ГАСУ,
новых огнестойких компенсаторов -гасителей
температурных напряжений, которые используются в
США, Канаде фирмой STAR SEIMIC , на основе
изобретений проф дтн ПГУП А.М.Уздина №№ 1143895,
1168755, 1174616, 165076 «Опора сейсмостойкая», 154505
«Панель противовзрывная», № 2010136746 «Способ
защиты зданий и сооружений при взрыве с
использованием сдвигоустойчивых и легко сбрасываемых
соединений , использующие систему демпфирования
фрикционности и сейсмоизоляцию для поглощения взрывной
и сейсмической энергии» , хранятся на Кафедре технологии
строительных материалов и метрологии КТСМиМ
190005, Санкт-Петербург, 2-я , Красноармейская ул., д. 4, 249

250.

СПб ГАСУ, у проф. дтн Юрий Михайловича Тихонова в ауд
305 С. Тема докторской диссертации дтн проф Тихонова
Ю.М " Аэрированные легкие и тепло-огнезащитные бетоны
и растворы с применением вспученного вермикулита и
перлита и изделия на их основе" [email protected]
[email protected] [email protected]
https://disk.yandex.ru/d/_ssJ0XTztfc_kg https://pptonline.org/1100738 https://ppt-online.org/1068549
https://ppt-online.org/1064840
С уважением , редактора газеты «Армия Защитни4ков
Отечества » Быченок Владимир Сергеевич (09.05 1992),
позывной «ВДВ», спецподразделение «ГРОМ», бригада
"Оплот" г. Дебальцево, ДНР, Донецкая область.
[email protected] (996) 798-26-54, ( 921) 962-67-78
Заместитель редактора газеты «Земля РОССИИ»
Данилик Павл Викторович, позывной "Ден" , 2 батальон 5
бригады "Оплот" ДНР.(участнику боя при обороне
Логвиново, запирая Дебальцевский котел, д.р 6.02.1983)
[email protected] (951) 644-16-48
С оригиналом свидетельством газеты «Земля РОССИИ»
№ П 0931 от 16 мая 1994 можно ознакомится по ссылке
https://disk.yandex.ru/i/xzY6tRNktTq0SQ https://pptonline.org/962861
С оригиналом свидетельство о регистрации
«Крестьянского информационного агентство» № П 4014
от 14 октября 1999 г можно ознакомится по ссылке
https://disk.yandex.ru/i/8ZF2bZg0sAs-Iw https://pptonline.org/962861
250

251.

251

252.

252

253.

А.М.Уздин докт. техн. наук, профессор кафедры «Теоретическая механика» ПГУПС
[email protected]
Х.Н.Мажиев -. Президент ОО «СейсмоФонд» при СПб ГАСУ [email protected]
А.И.Кадашов - стажер СПб ГАСУ, зам президента организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ
[email protected] [email protected] (996) 798-26-54, ( 951) 644-16-48
Е.И.Андреева зам Президента организации «СейсмоФонд», инженер –механик ЛПИ им Калинина
[email protected] [email protected] т/ф (812) 694-78-10
Научные консультанты по недению изобретений проф дтн П.М.Уздина изобретенных еще в
СССР в ЛИИЖТе проф дтн ПГУПС Уздиным А.М №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
165076, 154506, 1760020 2010136746, с натяжными диагональными элементами верхнего и нижнего
пояса ферм и с креплениями болтовыми и сварочными креплениями, ускоренным способом и
сконструированным со встроенным фибробетонным настилом, с пластическими шарнирами, по с
расчетом , как встроенное пролетное строение железнодорожного ( штат Минисота , река
Лебедь) и автомобильного моста ( штат Монтана , река Суон) для более точного расчета ПK
SCAD инженерами организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ , при распределения нагрузок на
полосу движения железнодорожного и грузового автомобильного транспорта, по отдельным
фермам, и была рассчитана с использованием 3D –модели конечных элементов в США, при
финансировании проектных и строительных работ ускоренной переправы через реку Суон
Министерством транспорта США и Строительным департаментом штата Монтана США
Богданова И А зам Президента организации «СейсмоФонд», инженер –стрроитель СПб ГАСУ
[email protected] ( 921) 962-67-78 Безвозмездно оказала помощь при расчет в
ПK SCAD прямой упругоплатический расчет стальных ферм пролетом 60 метро для
однопутного железнодорожного моста грузоподьемностью 70 тонн , ширина пути 3, 5 для
перправы через реку Лнепр в Смоленской области для военных целях с[email protected]
253

254.

Научный консультан прямого упругопластического расчет стальных американских
пролтетных ферм с большими перемешениями на прельное равновестие и
приспособлчемость , теоретическеи основы расчет на плпмтиснмелн предельное
равновесие и приспособляемость и упругоплатическое поведение стального стержня и
бронзовой или тросовй втулки , гильзы и бота с пропиленным пазом болгаркой для создания
упругоплатическо соедения пролетного строения для создания предельного равновесия
Титова Тамила Семеновна Первый проректор - проректор по научной работе - Ректорат,
Заведующий кафедрой - Кафедра «Техносферная и экологическая безопасность»,
Заместитель Председателя - Учѐный совет Контакты: (812) 436-98-88 (812) 457-84-59
[email protected] Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 7-223 оказала помощь при
расчет в лабораторных испытаниях в ПK SCAD и перводе на русский американских и
китайских публикаций , чертежей, о прямом упругоплатическом расчете стальных
ферм пролетом 60 метро для однопутного железнодорожного моста грузоподьемностью
70 тонн , ширина пути 3, 5 для перправы опытного, учебного сбороно- разбороно моста
через реку Днепр в Смоленской области для военных целях в Новроссии ЛНР, ДНР
соместро с Белорусской Республики [email protected] [email protected]
Бенин Андрей Владимирович - научный консультан
по проведению лабортаорных
испытаний в ПК SCAD узлов , ффрагментов и математических моделей прямого
упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого
железножорожного моста с большими перемещениями напредельное равновесие и
приспособлемость с учето опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтан и
Министоа при переправе через реку Суон и Лбедь в шатет Министоа ( см Китайскую статью на
английском языке) [email protected] т/ф (812) 694-78-10 СПб ГАСУ
Контакты:
(812) 457-80-19, (812) 310-31-28, [email protected]
Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 7-225
СМК РД 09.36-2022 «Положение о Научно-исследовательской части» (sig)
Контакты (812) 310-31-28, 58-019 Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9,
ауд. 7-225
Видюшенков Сергей Александрович -- научный консультан
по проведению
лабортаорных испытаний в ПК SCAD узлов , ффрагментов и математических моделей прямого
254

255.

упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого
железножорожного моста с большими перемещениями напредельное равновесие и
приспособлемость с учето опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтан и
Министоа при переправе через реку Суон и Лбедь в шатет Министоа ( см Китайскую статью на
английском языке)
Контакты: (812) 457-82-34
СМК РД 09.31-2020 «Положение о кафедре ФГБОУ ВО «Петербургский
государственный университет путей сообщения Императора Александра I»
Контакты
[email protected] (812) 457-82-34 (812) 571-53-51
Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 3-309
Декан факультета
Андрей Вячеславович ЗАЗЫКИН--- научный консультан
по проведению
лабортаорных испытаний в ПК SCAD узлов , ффрагментов и математических моделей прямого
упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого
железножорожного моста с большими перемещениями напредельное равновесие и
приспособлемость с учето опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтан и
Министоа при переправе через реку Суон и Лбедь в шатет Министоа ( см Китайскую статью на
английском языке) https://www.spbgasu.ru/Studentam/Fakultety/Avtomobilno-transportnyy_fakultet/
Контакты автомобильно-дорожного факультета
Адрес:
Санкт-Петербург, Курляндская ул., д. 2/5
Адрес для корреспонденции: СПбГАСУ, 2-я Красноармейская ул., д. 4, г. Санкт-Петербург, Россия, 1900
Деканат:
Каб. 102-К
На карте
Тел.:
(812) 251-93-61, (812) 575-01-82, (812) 575-05-12
E-mail:
[email protected]
ВКонтакте:
https://vk.com/id337348801
Задать вопрос о приёме на факультет:
Заместителю ответственного секретаря приѐмной комиссии СПбГАСУ по работе на автомобильно-доро
Щербакову Александру Павловичу
➠ Писать на электронную почту: [email protected]
255

256.

256

257.

257

258.

258

259.

259

260.

260

261.

261

262.

262

263.

263

264.

264

265.

265

266.

266

267.

Пожалуйста проверьте правильность заполнения анкеты
Если всѐ верно, нажмите «Отправить письмо» ещѐ раз, в
противном случае нажмите «Вернуться» для
редактирования формы.
Адресат
Президенту Российской Федерации
267

268.

Фамилия, имя, отчество
Мажиев Хасан Нажоевич
Адрес электронной почты
[email protected]
Телефон
8126947810
Прикреплѐнный файл
putinu Annotatsiya KNR CINA kitayskiy sborno-razborniy
armeyskiy most dlya perepravi sherez Dnepr 3 str.docx
Текст
Заявление редакции газеты "Армия Защитников
Отечества" о краже изобретений , изобретенных в СССР
30 лет назад проф дтн ПГУПС Уздиным А М и внедренных
№№ 1143895, 1168755, 1168755 в КНР в Китайской
Народной Республике для критических ситуаций МЧС
Китаем сборно-разборный армейский пешеходный мост и
мост для скорой помощи из сверхлегких и сверхпрочных
полимерных материалов, длиной 51 метр,
грузоподъемностью 200 кг, Все для перевозки на
автотранспорте 162 кг Собирается за 2 часа . Разработан
на МЧС Китая Испытывался 4 раза Быстро-собираемый
мост собран из упругопластических стальных структурных
ферм с большими перемещениями на предельное равновесие
и приспособляемость Убедительная просьба поручить МЧС
РФ разработку чертежей и внедрение в РФ для
чрезвычайных ситуациях и использовать для переправы
через Днепр для оказания помощи раненым морпехам
Республики Крым и Севастополя Прилагаю аннотацию ,
ссылку см ниже
Отправить письмо
268

269.

Большое спасибо!
Отправленное 15.01.2023 Вами письмо в электронной
форме за номером ID=9774096 будет доставлено и с
момента поступления в Администрацию Президента
Российской Федерации зарегистрировано в течение трех
дней.
Президенту Российской Федерации
:
Фамилия, имя, отчество: Мажиев Хасан Нажоевич
Организация: Организация "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ
ОГРН 1022000000824 ИНН 2014000780
Адрес электронной почты:
[email protected]
Телефон: 8126947810
Тип: обращение
Текст
Заявление редакции газеты "Армия Защитников
Отечества" о краже изобретений , изобретенных в СССР
30 лет назад проф дтн ПГУПС Уздиным А М и
внедренных №№ 1143895, 1168755, 1168755 в КНР в
Китайской Народной Республике для критических
ситуаций МЧС Китаем сборно-разборный армейский
пешеходный мост и мост для скорой помощи из
сверхлегких и сверхпрочных полимерных материалов,
длиной 51 метр, грузоподъемностью 200 кг, Все для
перевозки на автотранспорте 162 кг Собирается за 2
часа . Разработан на МЧС Китая Испытывался 4 раза
Быстро-собираемый мост собран из упругопластических
стальных структурных ферм с большими перемещениями
на предельное равновесие и приспособляемость
Убедительная просьба поручить МЧС РФ разработку 269

270.

чертежей и внедрение в РФ для чрезвычайных ситуациях и
использовать для переправы через Днепр для оказания
помощи раненым морпехам Республики Крым и
Севастополя Прилагаю аннотацию , ссылку см ниже
Отправлено: 15 января 2023 года, 02:15
Ваше обращение в адрес Правительства Российской
Федерации поступило на почтовый сервер и будет
рассмотрено отделом по работе с обращениями граждан.
Номер Вашего обращения 2057198.
Закрыть
Все для Фронта Все для Победы РАСЧЕТ
УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО СТРУКТУРНОГО
СБОРОНО-РАЗБОРОНОГО МОСТА НА ОСНОВЕ
ТРЕХГРАННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на напряженно
деформируемое состояние (НДС) структурных
стальных ферм с большими перемещениями на
предельное равновесие и приспособляемость на пример
расчет китайского моста из сверхлегких, сверхпрочных
полимерных гибридных материалов GFRP-MЕТАЛЛ, с
использование стекловолокна для армейского быстро
собираемого моста, для чрезвычайных ситуациях ,
длинною 51 метра , грузоподъемностью 200 kN, из
трубчатых GFRP-элементов (Полный вес быстро
собираемого китайского моста 152 kN ), для
использования при чрезвычайных ситуациях для
Народной Китайской Республики и на основе
строительство моста для грузовых автомобилей, из
пластинчато-балочных стальных ферм при
строительстве переправы ( длиной 205 футов) через
реку Суон , в штате Монтана (США), со встроенным
бетонным настилом и натяжными элементами 270

271.

верхнего и нижнего пояса стальной фермы со
значительной экономией строительных материалов.
Более подробно о внедрении в сейсмоопасных районах
демпфирующих опор ЛИСИ , для системы
противопожарной защиты трубопроводов на Аляске,
изобретенных в СССР №№ 1143895 US , 1168755 US,
1174616 US дтн ЛИИЖТ А.М.Уздиным внедренных в
Армении
Introduction to Pipe Supports Types of Pipe Supports Pipe
Supports for Critical Piping Systems. This video explains the
basics of pipe supports, pipe support types, functions,
requirements, and supporting guidelines.Pipe Support Types of
Pipe Supports Primary and Secondary pipe Supports Piping
Mantra https://ok.ru/video/3306247162582
https://www.youtube.com/watch?v=U4aUmrOeVbc
https://disk.yandex.ru/i/6fYbE0M9Z1_F8Q
https://ok.ru/video/3306263022294
https://disk.yandex.ru/i/TttSRnFkHfIX9g Fire Sprinkler
Installation - BCA- Singapore
https://ok.ru/video/3306312764118
https://disk.yandex.ru/i/PcwhOMxy4yD6cQ
Eaton-s TOLCO Seismic Bracing OSHPD Pre-approval(1)
https://ok.ru/video/editor/3306401696470
How to Install Cable Sway Bracing - 4-Way Brace
https://ok.ru/video/3306431122134
SB 4 Seismic Bracing Value Proposition
https://ok.ru/video/3306475031254
271

272.

Seismic Cable Bracing Systems - Product Focus
https://ok.ru/video/3306504981206
Understanding Pipe Supports Webinar
https://ok.ru/video/3306548628182
https://www.youtube.com/watch?v=ygg1X5qI-0w
PIPING THERMAL EXPANSION PIPING FLEXIBILITY ANCHOR LOCATION PIPING MANTRA WITH
EXAMPLES https://ok.ru/video/editor/3306596797142
How to select spring hanger - for piping engineers
https://ok.ru/video/3306645424854
piping support typeisometric pipe drawing support symbolspipe
fitter training in hindi
https://ok.ru/video/3306633235158 Организация
«Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ОГРН : 1022000000824 ИНН
; 2014000780 Президент организации Мажиев Х.Н
[email protected] [email protected]
[email protected] (996) 798-26-54, (921) 962-67-78
Более подробно об использовании изобретений проф дтн
ЛИИЖТа А.М.Уздина за рубежом https://pptonline.org/1045087 https://ppt-online.org/1045088
https://ppt-online.org/1045089 https://ppt-online.org/1014767
https://ppt-online.org/1045091 https://ppt-online.org/1045092
https://ppt-online.org/1045090
см. зарубежный опыт использования демпфирующего
компенсатора для трубопроводов :
https://www.manualslib.com/manual/794138/Man-BAndwS80me-C7.html?page=131
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/fireprotection-solutions/tolco-seismic-update.html
272

273.

http://itpny.net/products-seismic-attachments.html https www
eaton.com/us/en-us/products/support-systems/fire-protectionsolutions/tolco-seismic-update.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/fireprotection-solutions.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/bltransition.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/supportsystems/seismic-bracing/seismic-bracing-and-fire-protectionresources.html
http://itpny.net/products.html
http://www.swillistonsales.com/manufacturers/eaton-b-lineseries
http://itpny.net/products-seismic-attachments.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/supportsystems/seismic-bracing/fig--3000.html
https://www.rilco.com/products/vibration-control-sway-braces
http itpny.net/products-seismic-attachments.html http www
swillistonsales.com/manufacturers/eaton-b-line-series
Испытание на сейсмостойкость в ПК SCAD
демпфирующего компенсатора для трубопроводов
https://piter.tv/video_clip/19686/
https://disk.yandex.ru/d/m-e--HxD_oNWqw https://pptonline.org/1044577
При испытаниях узлов и фрагментов компенсатора
пролетного строения из упругопластических стальных ферм
6 , 9, 12, 18, 24 и 30 метров , однопутный, автомобильный ,
ширина проезжей части 3 метра, грузоподъемностью 1
тонна , ускоренным способом, со встроенным бетонным
настилом с пластическими шарнирами ( компенсаторами ) ,
273
системой стальных ферм соединенных элементов на

274.

болтовых и соединений между диагональными натяжными
элементами, верхним и нижним поясом фермы из
пластинчатых пролетной стальной фермы- балки с
применением гнутосварных профилей прямоугольного
сечения типа "Молодечно" ( серия 1.460.3-14 ГПИ "
Ленпроектстальконструкция" ) для системы несущих
элементов и элементов проезжей части армейского сбрноразборного пролетного строения моста с
упругопластическими компенсатора проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина с со сдвиговыми жесткостью с
использованием при испытаниях упругопластических ферм
ПК SCAD и использовании при лабораторных испытаниях
в СПб ГАСУ организацией "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ
выполненный расчет американскими организациями в
программе 3D - модели конечных элементов
компенсатора–гасителя напряжений для пластичных ферм
американскими инженерами, при строительстве переправы
, длиной 205 футов ( 60м етров ) через реку Суон в штате
Монтана в 2017 году и использовались изобретения проф
дтн А.М.Уздина .
Более подробно о применения огнестойкого компенсатора
-гасителя температурных напряжений ,смотрите
внедренные изобретения организации "Сейсмофонд" при
СПб ГАСУ Японо-Американской фирмой RUBBER
BEARING FRICTION DAMPER (RBFD)
HTTPS://WWW.DAMPTECH.COM/-RUBBER-BEARINGFRICTION-DAMPER-RBFD
HTTPS://WWW.DAMPTECH.COM/-RUBBER-BEARINGFRICTION-DAMPER-RBFD https://www.damptech.com/forbuildings-cover
https://www.youtube.com/watch?v=r7q5D6516qg
https://pdfs.semanticscholar.org/9e18/40d8ecd555c288babdf4f3
272952788a7127.pdf
274

275.

Фирмой RUBBER BEARING FRICTION DAMPER (RBFD)
разработан и запроектирован амортизирующий демпфер,
который совмещает преимущества вращательного трения
амортизируя с вертикальной поддержкой эластомерного
подшипника в виде вставной резины, которая не долговечно
и теряет свои свойства при контрастной температуре , а сам
резина крошится. Амортизирующий демпфер испытан
фирмы RBFD Damptech , где резиновый сердечник,
является пластическим шарниром, трубчатого в вида
Seismic resistance GD Damper
https://www.youtube.com/watch?v=I4YOheI-HWk&t=5s
https://www.youtube.com/watch?v=CIZCbPInf5k
https://www.youtube.com/watch?v=ZRJcowT24I8&t=1s
https://www.youtube.com/watch?v=bFjGdgQz1iA Seismic
Friction Damper - Small Model QuakeTek
https://www.youtube.com/watch?v=YwwyXw7TRhA
https://www.youtube.com/watch?v=ViGHmWVvEkU&t=2s
https://www.youtube.com/watch?v=oT4Ybharsxo Earthquake
Protection Damper
https://www.youtube.com/watch?v=GOkJIhVNUrY&t=2s
Ingeniería Sísmica Básica explicada con marco didáctico
QuakeTek QuakeTek
https://www.youtube.com/channel/UCCGoRHfZQlJ8cwdGJxO
QgLQ https://www.youtube.com/watch?v=aSZa--SaRBY&t=2s
Friction damper for impact absorption DamptechDK
https://www.youtube.com/watch?v=pkfnGJ6Q7Rw&t=5s
https://www.youtube.com/watch?v=EFdjTDlStGQ
https://www.youtube.com/watch?v=NRmHBla1m8A
Материалы специальных технических условий (СТУ) по
испытанию огнестойкого компенсатор - гасителя
температурных напряжений в ПК SCAD (ОКГТН -СПб
ГАСУ) согласно заявки на изобретение от 14.02.2022 :
"Огнестойкого компенсатора -гасителя температурных 275

276.

напряжений" , для обеспечения сейсмостойкости
строительных конструкций в сейсмоопасных районах ,
сейсмичностью более 9 баллов . Серия ШИФР ТУ
20.30.12-001-35635096-2021 СПб ГАСУ: Специальные
технические условия (СТУ), альбомы , чертежи,
лабораторные испытания : о применения огнестойкого
компенсатора -гасителя температурных напряжений , для
обеспечения сдвиговой прочности !!! и сейсмостойкости
строительных конструкций в сейсмоопасных районах ,
сейсмичностью более 9 баллов . Серия ШИФР ТУ
20.30.12-001-35635096-2021 СПб ГАСУ, новых огнестойких
компенсаторов -гасителей температурных напряжений,
которые используются в США, Канаде фирмой STAR
SEIMIC , на основе изобретений проф дтн ПГУП
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 165076
«Опора сейсмостойкая», 154505 «Панель противовзрывная»,
№ 2010136746 «Способ защиты зданий и сооружений при
взрыве с использованием сдвигоустойчивых и легко
сбрасываемых соединений , использующие систему
демпфирования фрикционности и сейсмоизоляцию для
поглощения взрывной и сейсмической энергии» , хранятся
на Кафедре технологии строительных материалов и
метрологии КТСМиМ 190005, Санкт-Петербург, 2-я ,
Красноармейская ул., д. 4, СПб ГАСУ, у проф. дтн Юрий
Михайловича Тихонова в ауд 305 С.
Тема докторской диссертации дтн проф Тихонова Ю.М "
Аэрированные легкие и тепло-огнезащитные бетоны и
растворы с применением вспученного вермикулита и
перлита и изделия на их основе" (921) 962-67-78,
( 996)
535-47-29, https://disk.yandex.ru/d/_ssJ0XTztfc_kg
https://ppt-online.org/1100738 https://ppt-online.org/1068549
https://ppt-online.org/1064840
276

277.

С уважением , редактора газеты «Земля РОССИИ» Быченок
Владимир Сергеевич (09.05 1992), позывной «ВДВ»,
спецподразделение «ГРОМ», бригада "Оплот" г.
Дебальцево, ДНР, Донецкая область.
Заместитель редактора газеты «Земля РОССИИ»
Данилик Павл Викторович, позывной "Ден" , 2 батальон 5
бригады "Оплот" ДНР.(участнику боя при обороне
Логвиново, запирая Дебальцевский котел, д.р 6.02.1983)
С оригиналом свидетельством газеты «Земля РОССИИ» №
П 0931 от 16 мая 1994 можно ознакомится по ссылке
https://disk.yandex.ru/i/xzY6tRNktTq0SQ https://pptonline.org/962861
С оригиналом свидетельство о регистрации
«Крестьянского информационного агентство» № П 4014 от
14 октября 1999 г можно ознакомится по ссылке
https://disk.yandex.ru/i/8ZF2bZg0sAs-Iw https://pptonline.org/962861
Uprugoplasticheskiy raschet napryajenno deformiruemoe
sostoyanie stryktyrnix ferm na predelnoe ravnovesie
prisposoblyaemost 482 str
https://disk.yandex.ru/d/Vgm6BkeKQc1bZg
Uprugoplasticheskiy raschet napryajenno deformiruemoe
sostoyanie stryktyrnix ferm na predelnoe ravnovesie
prisposoblyaemost 482 str
https://studylib.ru/doc/6385190/uprugoplasticheskiy-raschetnapryajenno-deformiruemoe-sos...
https://mega.nz/file/OUQm2JAI#wL1mhRwj_L3rWA2vlYgpS0t
M02motrmGi1nfEOBFiYM
https://mega.nz/file/fNJgWJyD#JS0kr96f7qCPWJUjOzzxcd2T0
-oB_aQ18gni8iCbiec
277

278.

Made KNR Uprugoplasticheskiy raschet napryajenno
deformiruemoe sostoyanie stryktyrnix ferm na predelnoe
ravnovesie prisposoblyaemost 451 str
https://ppt-online.org/1294313 https://ibb.co/DVWfrJW
https://ibb.co/album/dPbw2g
Пожалуйста проверьте правильность заполнения анкеты
Если всѐ верно, нажмите «Отправить письмо» ещѐ раз, в
противном случае нажмите «Вернуться» для редактирования
формы.
Адресат Президенту Российской Федерации
Фамилия, имя, отчество
Мажиев Хасан Нажоевич
Адрес электронной почты
[email protected]
Телефон 8126947810
Прикреплѐнный файл
putinu Annotatsiya KNR CINA kitayskiy sborno-razborniy
armeyskiy most dlya perepravi sherez Dnepr 3 str.docx
Текст
Заявление редакции газеты "Армия Защитников Отечества"
о краже изобретений , изобретенных в СССР 30 лет назад
проф дтн ПГУПС Уздиным А М и внедренных №№
1143895, 1168755, 1168755 в КНР в Китайской Народной
Республике для критических ситуаций МЧС Китаем сборноразборный армейский пешеходный мост и мост для скорой
помощи из сверхлегких и сверхпрочных полимерных
материалов, длиной 51 метр, грузоподъемностью 200 кг, Все
для перевозки на автотранспорте 162 кг Собирается за 2 часа
. Разработан на МЧС Китая Испытывался 4 раза Быстрособираемый мост собран из упругопластических стальных 278

279.

структурных ферм с большими перемещениями на
предельное равновесие и приспособляемость Убедительная
просьба поручить МЧС РФ разработку чертежей и
внедрение в РФ для чрезвычайных ситуациях и
использовать для переправы через Днепр для оказания
помощи раненым морпехам Республики Крым и
Севастополя Прилагаю аннотацию , ссылку см ниже
Отправить письмо
Большое спасибо!
Отправленное 15.01.2023 Вами письмо в электронной форме
за номером ID=9774096 будет доставлено и с момента
поступления в Администрацию Президента Российской
Федерации зарегистрировано в течение трех дней.
Президенту Российской Федерации
:
Фамилия, имя, отчество: Мажиев Хасан Нажоевич
Организация: Организация "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ
ОГРН 1022000000824 ИНН 2014000780
Адрес электронной почты:
[email protected]
Телефон: 8126947810
Тип: обращение
Текст
Заявление редакции газеты "Армия Защитников Отечества"
о краже изобретений , изобретенных в СССР 30 лет назад
проф дтн ПГУПС Уздиным А М и внедренных №№
1143895, 1168755, 1168755 в КНР в Китайской Народной
Республике для критических ситуаций МЧС Китаем
сборно-разборный армейский пешеходный мост и мост
для скорой помощи из сверхлегких и сверхпрочных
279

280.

полимерных материалов, длиной 51 метр,
грузоподъемностью 200 кг, Все для перевозки на
автотранспорте 162 кг Собирается за 2 часа . Разработан
на МЧС Китая Испытывался 4 раза Быстро-собираемый
мост собран из упругопластических стальных структурных
ферм с большими перемещениями на предельное
равновесие и приспособляемость Убедительная просьба
поручить МЧС РФ разработку чертежей и внедрение в РФ
для чрезвычайных ситуациях и использовать для переправы
через Днепр для оказания помощи раненым морпехам
Республики Крым и Севастополя Прилагаю аннотацию ,
ссылку см ниже
Отправлено: 15 января 2023 года, 02:15
Ваше обращение в адрес Правительства Российской
Федерации поступило на почтовый сервер и будет
рассмотрено отделом по работе с обращениями граждан.
Номер Вашего обращения 2057198. Закрыть
Президенту Российской Федерации
:
Фамилия, имя, отчество: Мажиев Хасан
Нажоевич
Организация: Организация "Сейсмофонд" при
СПб ГАСУ ОГРН 1022000000824 ИНН
2014000780
Адрес электронной почты:
[email protected]
Телефон: 8126947810
280

281.

Тип: обращение
Текст
Заявление редакции газеты "Армия Защитников
Отечества" о краже изобретений , изобретенных
в СССР 30 лет назад проф дтн ПГУПС
Уздиным А М и внедренных №№ 1143895,
1168755, 1168755 в КНР в Китайской Народной
Республике для критических ситуаций МЧС
Китаем сборно-разборный армейский
пешеходный мост и мост для скорой помощи из
сверхлегких и сверхпрочных полимерных
материалов, длиной 51 метр, грузоподъемностью
200 кг, Все для перевозки на автотранспорте 162
кг Собирается за 2 часа . Разработан на МЧС
Китая Испытывался 4 раза Быстро-собираемый
мост собран из упругопластических стальных
структурных ферм с большими перемещениями
на предельное равновесие и приспособляемость
Убедительная просьба поручить МЧС РФ
разработку чертежей и внедрение в РФ для
чрезвычайных ситуациях и использовать для
переправы через Днепр для оказания помощи
раненым морпехам Республики Крым и
Севастополя Прилагаю аннотацию , ссылку см
ниже
Отправлено: 15 января 2023 года, 02:15
281

282.

F 16 L 23/02 F 16 L 51/00
Антисейсмическое фланцевое соединение трубопроводов А.И.Коваленко
Реферат
Техническое решение относится к области строительства магистральных
трубопроводов и предназнечено для защиты шаровых кранов и
трубопровода от возможных вибрационных , сейсмических и взрывных
воздействий Конструкция фрикци -болт выполненный из латунной
шпильки с забитмы медным обожженным клином позволяет обеспечить
надежный и быстрый погашение сейсмической нагрузки при
землетрясении, вибрационных вождействий от железнодорожного и
автомобильно транспорта и взрыве .Конструкция фрикци -болт,
состоит их латунной шпильки , с забитым в пропиленный паз медного
клина, которая жестко крепится на фланцевом фрикционно- подвижном
соединении (ФФПС) . Кроме того между энергопоглощаюим клином
вставляютмс свинффцовые шайбы с двух сторо, а латунная шпилька
вставлдяетт фв ФФПС с медным ободдженным кгильзоц или втулкой (
на чертеже не показана) 1-4 ил.
Описание изобретения Антисейсмическое фланцевое соединение
трубопроводов
Патент Великобритании № 1260143, кл. F 2 G, фиг. 2, 1972.
Бергер И. А. и др. Расчет на прочность деталей машин. М.,
«Машиностроение», 1966, с. 491. (54) (57) 1.
Антисейсмическое фланцевое соединение трубопроводов
Предлагаемое техническое решение предназначено для защиты шаровых
кранов и трубопроводов от сейсмических воздействий за счет
использования фрикционное- податливых соединений. Известны
фрикционные соединения для защиты объектов от динамических
воздействий. Известно, например, болтовое фланцевое соединение ,
патент RU №1425406, F16 L 23/02.
Соединение содержит металлические тарелки и прокладки. С
увеличением нагрузки происходит взаимное демпфирование колец тарелок.
Взаимное смещение происходит до упора фланцевого фрикционно
подвижного соедиения (ФФПС), при импульсных растягивающих
нагрузках при многокаскадном демпфировании, корые работают упруго.
Недостатками известного решения являются: ограничение
демпфирования по направлению воздействия только по горизонтали и
вдоль овальных отверстий; а также неопределенности при расчетах изза разброса по трению. Известно также устройство для фрикционного 282

283.

демпфирования и антисейсмических воздействий, патент SU 1145204, F
16 L 23/02 Антивибрационное фланцевое соединение трубопроводов
Устройство содержит базовое основание, нескольких сегментов -пружин
и несколько внешних пластин. В сегментах выполнены продольные пазы.
Сжатие пружин создает демпфирование
Таким образом получаем фрикционно -подвижное соединение на
пружинах, которые выдерживает сейсмические нагрузки но, при
возникновении динамических, импульсных растягивающих нагрузок,
взрывных, сейсмических нагрузок, превышающих расчетные силы трения
в сопряжениях, смещается от своего начального положения, при этом
сохраняет трубопровод без разрушения.
Недостатками указанной конструкции являются: сложность конструкции
и дороговизна, из-за наличия большого количества сопрягаемых трущихся
поверхностей и надежность болтовых креплений с пружинами
Целью предлагаемого решения является упрощение конструкции,
уменьшение количества сопрягаемых трущихся поверхностей до одного
или нескольких сопряжений в виде фрикци -болта , а также повышение
точности расчета при использования фрикци- болтовых демпфирующих
податливых креплений для шаровых кранов и трубопровода.
Сущность предлагаемого решения заключается в том, что с помощью
подвижного фрикци –болта с пропиленным пазом, в который забит
медный обожженный клин, с бронзовой втулкой (гильзой) и свинцовой
шайбой , установленный с возможностью перемещения вдоль оси и с
ограничением перемещения за счет деформации трубопровода под
действием запорного элемента в виде стопорного фрикци-болта с
пропиленным пазом в стальной шпильке и забитым в паз медным
обожженным клином.
Фрикционно- подвижные соединения состоят из демпферов сухого
трения с использованием латунной втулки или свинцовых шайб)
поглотителями сейсмической и взрывной энергии за счет сухого трения,
которые обеспечивают смещение опорных частей фрикционных
соединений на расчетную величину при превышении горизонтальных
сейсмических нагрузок от сейсмических воздействий или величин,
определяемых расчетом на основные сочетания расчетных нагрузок, сама
опора при этом начет раскачиваться за счет выхода обожженных
медных клиньев, которые предварительно забиты в пропиленный паз
стальной шпильки.
Фрикци-болт, является энергопоглотителем пиковых ускорений (ЭПУ), с
помощью которого, поглощается взрывная, ветровая, сейсмическая,
вибрационная энергия. Фрикци-болт снижает на 2-3 балла импульсные
растягивающие нагрузки при землетрясении и при взрывной, ударной 283

284.

воздушной волне. Фрикци –болт повышает надежность работы
оборудования, сохраняет каркас здания, моста, ЛЭП, магистрального
трубопровода, за счет уменьшения пиковых ускорений, за счет
использования протяжных фрикционных соединений, работающих на
растяжение на фрикци- болтах, установленных в длинные овальные
отверстия с контролируемым натяжением в протяжных соединениях
согласно ТКП 45-5.04-274-2012 (02250) п. 10.3.2 стр. 74 , Минск, 2013,
СП 16.13330.2011,СНиП II-23-81* п. 14.3- 15.2.
Изобретение относится к машиностроению, а именно к соединениям
трубчатых элементов
Цель изобретения расширение области использования соединения в
сейсмоопасных районах .
На чертеже показано предлагаемое соединение, общий вид.
Соединение состоит из фланцев 1 и 2,латунного фрикци -болтов 3, гаек 4,
кольцевого уплотнителя 5.
Фланцы выполнены с помощью латунной шпильки с пропиленным пазом
куж забивается медный обожженный клин и снабжен
энергопоглощением .
Антисейсмический виброизоляторы выполнены в виде латунного фрикци
-болта с пропиленныым пазом , кужа забиваенься стопорный
обожженный медный, установленных на стержнях фрикци- болтов
Медный обожженный клин может быть также установлен с двух
сторон крана шарового
Болты снабжены амортизирующими шайбами из свинца:
расположенными в отверстиях фланцев.
Однако устройство в равной степени работоспособно, если
антисейсмическим или виброизолирующим является медный
обожженный клин .
Гашение многокаскадного демпфирования или вибраций, действующих в
продольном направлении, осуществляется смянанием с
энергопоглощением забитого медного обожженного клина
Виброизоляция в поперечном направлении обеспечивается свинцовыми
шайбами , расположенными между цилиндрическими выступами . При
этом промежуток между выступами, должен быть больше амплитуды
колебаний вибрирующего трубчатого элемента, Для обеспечения более
надежной виброизоляции и сейсмозащиты шарового кран с
284
трубопроводом в поперечном направлении, можно установить медный

285.

втулки или гильзы ( на чертеже не показаны), которые служат
амортизирующие дополнительными упругими элементы
Упругими элементами , одновременно повышают герметичность
соединения, может служить стальной трос ( на чертеже не показан) .
Устройство работает следующим образом.
В пропиленный паз латунно шпильки, плотно забивается медный
обожженный клин , который является амортизирующим элементом при
многокаскадном демпфировании .
Латунная шпилька с пропиленным пазом , располагается во фланцевом
соединени , выполненные из латунной шпильки с забиты с одинаковым
усилием медный обожженный клин , например латунная шпилька , по
названием фрикци-болт . Одновременно с уплотнением соединения оно
выполняет роль упругого элемента, воспринимающего вибрационные и
сейсмические нагрузки. Между выступами устанавливаются также
дополнительные упругие свинцовые шайбы , повышающие надежность
виброизоляции и герметичность соединения в условиях повышенных
вибронагрузок и сейсмонагрузки и давлений рабочей среды.
Затем монтируются подбиваются медный обожженные клинья с
одинаковым усилием , после чего производится стягивание соединения
гайками с контролируемым натяжением .
В процессе стягивания фланцы сдвигаются и сжимают медный
обожженный клин на строго определенную величину, обеспечивающую
рабочее состояние медного обожженного клина . свинцовые шайбы
применяются с одинаковой жесткостью с двух сторон .
Материалы медного обожженного клина и медных обожженных втулок
выбираются исходя из условия, чтобы их жесткость соответствовала
расчетной, обеспечивающей надежную сейсмомозащиту и виброизоляцию
и герметичность фланцевого соединения трубопровода и шаровых
кранов.
Наличие дополнительных упругих свинцовых шайб ( на чертеже не
показаны) повышает герметичность соединения и надежность его
работы в тяжелых условиях вибронагрузок при моногкаскадном
демпфировании
Жесткость сейсмозащиты и виброизоляторов в виде латунного фрикци болта определяется исходя из, частоты вынужденных колебаний
вибрирующего трубчатого элемента с учетом частоты собственных
колебаний всего соединения по следующей формуле:
Виброизоляция и сейсмоизоляция обеспечивается при условии, если
285
коэффициент динамичности фрикци -болта будет меньше единицы.

286.

Формула
Антисейсмическое фланцевое соединение трубопроводов
Антисейсмическое ФЛАНЦЕВОЕ СОЕДИНЕНИЕ ТРУБОПРОВОДОВ,
содержащее крепежные элементы, подпружиненные и
энергопоглощающие со стороны одного из фланцев, амортизирующие в
виде латунного фрикци -болта с пропиленным пазом и забитым медным
обожженным клином с медной обожженной втулкой или гильзой ,
охватывающие крепежные элементы и установленные в отверстиях
фланцев, и уплотнительный элемент, фрикци-болт , отличающееся тем,
что, с целью расширения области использования соединения, фланцы
выполнены с помощью энергопоглощающего фрикци -болта , с забитимы
с одинаковм усилеи м медым обожженм коллином расположенными во
фоанцемом фрикционно-подвижном соедиении (ФФПС) ,
уплотнительными элемент выполнен в виде свинцовых тонких шайб ,
установленного между цилиндрическими выступами фланцев, а
крепежные элементы подпружинены также на участке между
фланцами, за счет протяжности соединения по линии нагрузки .
2. Соединение по и. 1, отличающееся тем, что между медным
обожженным энергопоголощающим клином установлены тонкие
свинцовые или обожженные медные шайбы, а в латунную шпильку
устанавливает медная обожженная гильза или втулка .
Фиг 1
Фиг 2
Фиг 3
Фиг 4
286

287.

Фиг 5
Фиг 6
Фиг 7
Фиг 8
Фиг 9
287

288.

Более подробно о внедрении в сейсмоопасных районах демпфирующих опор ЛИСИ , для системы
противопожарной защиты трубопроводов на Аляске, изобретенных в СССР №№ 1143895 US ,
1168755 US, 1174616 US дтн ЛИИЖТ А.М.Уздиным внедренных в Армении
Introduction to Pipe Supports Types of Pipe Supports Pipe Supports for Critical Piping Systems. This video288
explains the basics of pipe supports, pipe support types, functions, requirements, and supporting

289.

guidelines.Pipe Support Types of Pipe Supports Primary and Secondary pipe Supports Piping Mantra
https://ok.ru/video/3306247162582 https://www.youtube.com/watch?v=U4aUmrOeVbc
https://disk.yandex.ru/i/6fYbE0M9Z1_F8Q https://ok.ru/video/3306263022294
https://disk.yandex.ru/i/TttSRnFkHfIX9g Fire Sprinkler Installation - BCA- Singapore
https://ok.ru/video/3306312764118 https://disk.yandex.ru/i/PcwhOMxy4yD6cQ
Eaton-s TOLCO Seismic Bracing OSHPD Pre-approval(1)
https://ok.ru/video/editor/3306401696470
How to Install Cable Sway Bracing - 4-Way Brace https://ok.ru/video/3306431122134
SB 4 Seismic Bracing Value Proposition https://ok.ru/video/3306475031254
Seismic Cable Bracing Systems - Product Focus https://ok.ru/video/3306504981206
Understanding Pipe Supports Webinar https://ok.ru/video/3306548628182
https://www.youtube.com/watch?v=ygg1X5qI-0w
PIPING THERMAL EXPANSION PIPING FLEXIBILITY - ANCHOR LOCATION PIPING MANTRA
WITH EXAMPLES https://ok.ru/video/editor/3306596797142
How to select spring hanger - for piping engineers https://ok.ru/video/3306645424854
piping support typeisometric pipe drawing support symbolspipe fitter training in hindi
https://ok.ru/video/3306633235158 Организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ОГРН :
1022000000824 ИНН ; 2014000780 Президент организации Мажиев Х.Н [email protected]
[email protected] [email protected] (911) 175-84-65, (996) 798-26-54, (921)
962-67-78
Более подробно об использовании изобретений проф дтн ЛИИЖТа
А.М.Уздина за рубежом https://ppt-online.org/1045087 https://ppt-online.org/1045088
https://ppt-online.org/1045089 https://ppt-online.org/1014767
https://ppt-online.org/1045091 https://ppt-online.org/1045092
https://ppt-online.org/1045090
см. зарубежный опыт использования демпфирующего компенсатора для
трубопроводов : https://www.manualslib.com/manual/794138/Man-BAndwS80me-C7.html?page=131
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/fire-protectionsolutions/tolco-seismic-update.html
http://itpny.net/products-seismic-attachments.html https www eaton.com/us/enus/products/support-systems/fire-protection-solutions/tolco-seismic-update.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/fire-protectionsolutions.html
289

290.

https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/bl-transition.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/seismicbracing/seismic-bracing-and-fire-protection-resources.html
http://itpny.net/products.html
http://www.swillistonsales.com/manufacturers/eaton-b-line-series
http://itpny.net/products-seismic-attachments.html https://www.eaton.com/us/enus/products/support-systems/seismic-bracing/fig--3000.html
https://www.rilco.com/products/vibration-control-sway-braces
http itpny.net/products-seismic-attachments.html http www
swillistonsales.com/manufacturers/eaton-b-line-series
Испытание на сейсмостойкость в ПК SCAD демпфирующего
компенсатора для трубопроводов https://piter.tv/video_clip/19686/
https://disk.yandex.ru/d/m-e--HxD_oNWqw
https://ppt-online.org/1044577
При испытаниях узлов и фрагментов компенсатора пролетного строения из упругопластических
стальных ферм 6 , 9, 12, 18, 24 и 30 метров , однопутный, автомобильный , ширина проезжей части
3 метра, грузоподъемностью 10 тонн , ускоренным способом, со встроенным бетонным настилом с
пластическими шарнирами ( компенсаторами ) , системой стальных ферм соединенных элементов
на болтовых и соединений между диагональными натяжными элементами, верхним и нижним
поясом фермы из пластинчатых пролетной стальной фермы- балки с применением гнутосварных
профилей прямоугольного сечения типа "Молодечно" ( серия 1.460.3-14 ГПИ "
Ленпроектстальконструкция" ) для системы несущих элементов и элементов проезжей части
армейского сбрно- разборного пролетного строения моста с упругопластическими коменсатора
проф дтн ПГУПС А.М.Уздина с со сдвиговыми жесткостью с использованием при испытаниях
упругпластических ферм ПК SCAD и использовании при лабораторных испытаниях в СПб ГАСУ организацией
"Сейсмофонд" при СПб ГАСУ выполненный расчет американскими организациями в программе 3D - модели конечных
элементов компенсатора–гасителя напряжений для пластичных ферм американскими инженерами, при
строительстве переправы , длиной 260 футов ( 60м етров ) через реку Суон в штате Монтана в 2017
году и использвались Рекомендации : .
РЕКОМЕНДАЦИИ
по расчету, проектированию, изготовлению и монтажу фланцевых соединений стальных
строительных конструкций
УТВЕРЖДАЮ:
Главный инженер ЦНИИПроектстальконструкции им.Мельникова В.В.Ларионов 14 сентября
1988 г.
Директор ВНИПИ Промстальконструкция В.Г.Сергеев 13 сентября 1988 г.
Настоящие рекомендации составлены в дополнение к главам СНиП II-23-81*, СНиП III-18-75
и СНиП 3.03.01-87. С изданием настоящих рекомендаций отменяется "Руководство по
проектированию, изготовлению и сборке монтажных фланцевых соединений стропильных ферм с
290
поясами из широкополочных двутавров" (ЦНИИПроектстальконструкция, 1982).

291.

_______________
На территории Российской Федерации действует ГОСТ 23118-99. - Примечание изготовителя
базы данных.
Фланцевые соединения стальных строительных конструкций - наиболее эффективный вид
болтовых монтажных соединений, их применение в конструкциях одно- и многоэтажных зданий и
сооружений позволяет существенно повысить производительность труда и сократить сроки монтажа
конструкций.
В рекомендациях изложены требования к качеству материала фланцев и высокопрочных
болтов, основные положения по конструированию и расчету фланцевых соединений, особенности
технологии изготовления и монтажа конструкций с фланцевыми соединениями.
При составлении рекомендаций использованы результаты экспериментально-теоретических
исследований, выполненных во ВНИПИ Промстальконструкция, ЦНИИПроектстальконструкции им.
Мельникова, а также другие отечественные и зарубежные материалы по исследованиям фланцевых
соединений.
Рекомендации разработаны ВНИПИ Промстальконструкция (кандидаты техн. наук
В.В.Каленов, В.Б.Глауберман, инж. В.Д.Мартынчук, А.Г.Соскин; ЦНИИПроектстальконструкцией
им. Мельникова (канд. техн. наук И.В.Левитанский, доктор техн. наук И.Д.Грудев, канд. техн. наук
Л.И.Гладштейн, инж. О.И.Ганиза) и ВНИКТИСтальконструкцией (инж. Г.В.Тесленко).
1. ОБЩИЕ УКАЗАНИЯ
1.1. Настоящие рекомендации разработаны в развитие глав СНиП II-23-81*, СНиП III-18-75 в
части изготовления и СНиП 3.03.01-87 в части монтажа конструкций, а также в дополнение к ОСТ
36-72-82 "Конструкции строительные стальные. Монтажные соединения на высокопрочных болтах.
Типовой технологический процесс".
Рекомендации следует соблюдать при проектировании, изготовлении и монтажной сборке
фланцевых соединений (ФС) несущих стальных строительных конструкций производственных
зданий и сооружений, возводимых в районах с расчетной температурой минус 40 °С и выше.
Рекомендации не распространяются на ФС стальных строительных конструкций:
эксплуатируемых в сильноагрессивной среде;
воспринимающих знакопеременные нагрузки, а также многократно действующие
подвижные, вибрационные или другого вида нагрузки с количеством циклов 10 и более при
коэффициенте асимметрии напряжений в соединяемых элементах
.
1.2. ФС элементов стальных конструкций, подверженных растяжению, изгибу или их
совместному действию, следует выполнять только с предварительно напряженными
высокопрочными болтами. Такие соединения могут воспринимать местные поперечные усилия за
счет сопротивления сил трения между контактирующими поверхностями фланцев от
предварительного натяжения болтов и наличия "рычажных усилий".
1.3. ФС элементов стальных конструкций, подверженных сжатию или совместному действию
сжатия с изгибом при однозначной эпюре сжимающих напряжений в соединяемых элементах (в
дальнейшем ФС сжатых элементов), следует выполнять на высокопрочных болтах без
предварительного их натяжения, затяжкой болтов стандартным ручным ключом. Такие соединения
могут воспринимать сдвигающие усилия за счет сопротивления сил трения между контактирующими
поверхностями фланцев, возникающих от действия усилий сжатия соединяемых элементов.
291

292.

1.4. В рекомендациях приведены сортаменты ФС растянутых элементов открытого профиля широкополочные двутавры и тавры, парные уголки, замкнутого профиля - круглые трубы,
изгибаемых элементов из широкополочных двутавров, которые следует, как правило, применять при
проектировании, изготовлении и монтаже стальных строительных конструкций.
1.5. ФС следует изготавливать в заводских условиях, обеспечивающих требуемое качество, в
соответствии с требованиями, изложенными в разделе 6 настоящих рекомендаций, а также с учетом
положительного опыта освоенной технологии изготовления ФС Белгородским, Кулебакским,
Череповецким заводами металлоконструкций Минмонтажспецстроя СССР и Восточно-Сибирским
заводом металлоконструкций (г.Назарово) Минэнерго СССР.
1.6. Материалы рекомендаций составлены на основе экспериментально-теоретических
исследований,
выполненных
в
1981-1987
гг.
во
ВНИПИ
Промстальконструкция,
ЦНИИПроектстальконструкции им. Мельникова и ВНИИКТИСтальконструкции. В рекомендациях
отражен опыт внедрения ФС, выполненных в соответствии с "Руководством по проектированию,
изготовлению и сборке монтажных фланцевых соединений стропильных ферм с поясами из
широкополочных двутавров" (ЦНИИПроектстальконструкция, 1982).
2. МАТЕРИАЛЫ
2.1. Металлопрокат для элементов конструкций с ФС следует применять в соответствии с
требованиями главы СНиП II-23-81*, постановления Государственного строительного комитета
СССР от 21 ноября 1986 г. N 28 о сокращенном сортаменте металлопроката в строительных
стальных конструкциях и приказа Министерства монтажных и специальных строительных работ
СССР от 28 января 1987 г. N 34 "О мерах, связанных с утверждением сокращенного сортамента
металлопроката для применения в строительных стальных конструкциях".
Основные профили для элементов конструкций с ФС: сталь уголковая равнополочная по ГОСТ
8509-72, балки двутавровые по ГОСТ 8239-72* , балки с параллельными гранями полок по ГОСТ
26020-83, швеллер горячекатаный по ГОСТ 8240-72* , сталь листовая по ГОСТ 19903-74*, профили
гнутые замкнутые сварные, квадратные и прямоугольные по ТУ 36-2287-80, электросварные
прямошовные трубы по ГОСТ 10704-76 и горячедеформированные трубы по ГОСТ 8732-78* (для
сооружений объектов связи).
______________
На территории Российской Федерации действуют ГОСТ 8239-89, ГОСТ 8240-97 и ГОСТ
10704-91, соответственно. - Примечание изготовителя базы данных.
2.2. Для фланцев элементов стальных конструкций, подверженных растяжению, изгибу или
их совместному действию, следует применять листовую сталь по ГОСТ 19903-74* марок 09Г2С-15
по ГОСТ 19282-73
и 14Г2АФ-15 по ТУ 14-105-465-82 с гарантированными механическими
свойствами в направлении толщины проката.
______________
Редакция пункта 2.2 с учетом дополнений и изменений.
На территории Российской Федерации действует ГОСТ 19281-89., здесь и далее по тексту. Примечание изготовителя базы данных.
2.3. Фланцы могут быть выполнены из других марок низколегированных сталей,
предназначенных для строительных стальных конструкций по ГОСТ 19282-73, при этом сталь
должна удовлетворять следующим требованиям:
______________
Редакция пункта 2.3 с учетом дополнений и изменений.
категория качества стали - 12;
292

293.

относительное сужение стали в направлении толщины проката
для одного из трех образцов
%.
%, минимальное
Проверку механических свойств стали в направлении толщины проката осуществляет завод
строительных стальных конструкций по методике, изложенной в приложении 8.
2.4. Фланцы сжатых элементов стальных конструкций следует изготавливать из листовой стали
по ГОСТ 19903-74*.
2.5. Качество стали для фланцев (внутренние расслои, грубые шлаковые включения и т.п.)
должно удовлетворять требованиям, указанным в табл.1.
______________
Редакция пункта 2.5 с учетом дополнений и изменений.
Таблица 1
Зона дефектоскопии
Характеристика дефектов
Площадь дефекта, см
минимального
учитываемого
Допустимая
частота
дефекта
Максимальная
допустимая
длина дефекта
Минимальное
допустимое
расстояние между
дефектами
максимального
допустимого
см
Площадь листов фланцев
0,5
1,0
10 м
4
10
Прикромочная зона
0,5
1,0
3м
4
10
Примечания: 1. Дефекты, расстояния между краями которых меньше протяженности
минимального из них, оцениваются как один дефект.
2. По
усмотрению
завода
строительных
стальных
конструкций
разрешается
дефектоскопический контроль материала фланцев производить только после приварки их к
элементам конструкций.
Контроль качества стали методами ультразвуковой дефектоскопии осуществляет завод
строительных стальных конструкций.
2.6. Для ФС следует применять высокопрочные болты М20, М24 и М27 из стали 40Х "Селект"
климатического исполнения ХЛ с временным сопротивлением не менее 1100 МПа (110 кгс/мм ), а
также высокопрочные гайки и шайбы к ним по ГОСТ 22353-77* - ГОСТ 22356-77**.
________________
* На территории Российской Федерации действует ГОСТ Р 52644-2006, здесь и далее по тексту;
** На территории Российской Федерации действует ГОСТ Р 52643-2006, здесь и далее по
тексту. - Примечание изготовителя базы данных.
293

294.

Допускается применение высокопрочных болтов, гаек и шайб к ним из стали других марок.
Геометрические и механические характеристики таких болтов должны отвечать требованиям ГОСТ
22353-77, ГОСТ 22356-77 - для болтов исполнения ХЛ; гаек и шайб - ГОСТ 22354-77* - ГОСТ 2235677. Применение таких болтов в ФС каждого конкретного объекта должно быть согласовано с
проектной организацией-автором.
________________
* На территории Российской Федерации действует ГОСТ Р 52645-2006. - Примечание
изготовителя базы данных.
2.7. Для механизированной сварки ФС следует применять сплошную сварочную проволоку по
ГОСТ 2246-70 или порошковую проволоку ПП-АН8 по ТУ 14-4-1059-80.
2.8. Фасонки, ужесточающие фланцы (ребра жесткости), следует выполнять из стали тех же
марок, что и основные соединяемые профили.
3. РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ И УСИЛИЯ
3.1. Расчетные сопротивления стали соединяемых элементов, фланцев, сварных швов и
коэффициенты условий работы следует принимать в соответствии с указаниями главы СНиП II-2381*.
3.2. Расчетное усилие растяжения
болтов ФС следует принимать равным:
,
где
- расчетное сопротивление растяжению высокопрочных болтов;
- нормативное сопротивление стали болтов;
- площадь сечения болта нетто.
3.3. Расчетное усилие предварительного натяжения
болтов ФС следует принимать равным:
.
4. КОНСТРУИРОВАНИЕ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
4.1. ФС в зависимости от характера внешних воздействий могут состоять из участков,
подверженных воздействию растяжения или сжатия. Растянутые участки фланцев передают внешние
усилия через предварительно натянутые пакеты "фланец-болт", сжатые - через плотное касание
фланцев.
4.2. Сварные швы фланца с присоединяемым профилем следует выполнять угловыми без
разделки кромок.
В обоснованных случаях может быть допущена сварка с разделкой кромок.
4.3. Для ФС элементов стальных конструкций следует применять высокопрочные болты
диаметром 24 мм (М24); использование болтов М20 и М27 следует допускать в тех случаях, когда
постановка болтов М24 невозможна или нерациональна.
294

295.

4.4. При конструировании ФС, как правило, следует применять следующие сочетания диаметра
болтов и толщин фланцев:
Диаметр болта
Толщина фланца, мм
М20
20
М24
25
М27
30
Толщина фланцев проверяется расчетом в соответствии с указаниями раздела 5.
4.5. Болты растянутых участков фланцев разделяют на болты внутренних зон, ограниченных
стенками (полками профиля, ребрами жесткости) с двух и более сторон, и болты наружных зон,
ограниченных с одной стороны (рис.1); характер работы и расчет ФС в этих зонах различны.
Рис.1. Схемы фланцевых соединений растянутых элементов открытого профиля:
а - ФС элементов из широкополочных тавров; б - ФС элементов из парных уголков
4.6. Болты растянутых участков фланцев следует располагать по возможности равномерно по
контуру и как можно ближе к элементам присоединяемого профиля, при этом (см. рис.1):
,
,
295

296.

,
где - наружный диаметр шайбы;
- номинальный диаметр резьбы болта;
- ширина фланца, приходящаяся на
-ый болт наружной зоны;
- катет углового шва.
Если по конструктивным особенностям ФС
(раздел 5) величину
принимают равной
, то в расчетах на прочность ФС
.
4.7. При конструировании ФС элементов, подверженных воздействию центрального
растяжения, болты следует располагать безмоментно относительно центра тяжести присоединяемого
профиля с учетом неравномерности распределения внешних усилий между болтами наружной и
внутренней зон (раздел 5, табл.2).
Если такое расположение болтов невозможно, то несущую способность ФС определяют с
учетом действия местного изгибающего момента.
4.8. Конструктивная схема соединяемых элементов (полуфермы, рамные конструкции и др.)
должна обеспечивать возможность свободной установки и натяжения болтов, в том числе
выполнения контроля усилий натяжения болтов согласно п.7.13.
4.9. Если несущая способность сварных швов присоединения профиля к фланцу недостаточна
для передачи внешних силовых воздействий или необходимо повысить несущую способность
растянутых участков ФС без увеличения числа болтов или толщины фланцев, последние следует
усиливать ребрами жесткости (рис.1 и 2).
Рис.2. Схемы фланцевых соединений растянутых элементов замкнутого профиля:
а - ФС элементов из круглых труб; б - ФС элементов из гнутосварных профилей
Толщина ребер жесткости не должна превышать 1,2 толщины элементов основного профиля,
длина должна быть не менее 200 мм. Ребра жесткости следует располагать так, чтобы концентрация
напряжений в сечении основных профилей была минимальной.
296

297.

Ребра жесткости могут быть использованы для крепления связей, путей подвесного транспорта
и т.п.
4.10. В поясах ферм, где к узлу ФС примыкают раскосы решетки фермы, несущая способность
ФС должна удовлетворять суммарному усилию в узле, а не усилию в смежной панели пояса.
4.11. Для обеспечения требуемой жесткости ФС, подверженных изгибу (рамные ФС), следует
строго соблюдать требования точности изготовления и монтажа ФС, изложенные в разделах 6 и 7
настоящих рекомендаций.
При выполнении таких соединений следует, как правило, предусматривать следующие меры:
на растянутых участках ФС применять фланцы увеличенной толщины;
на сжатых участках устанавливать дополнительное количество болтов с предварительным их
натяжением в соответствии с указаниями п.1.2.
Если такие или подобные им меры по обеспечению требуемой жесткости ФС не
предусмотрены, расчетные рамные моменты следует снижать до 15%.
4.12. ФС элементов двутаврового сечения, подверженных воздействию центрального
растяжения, следует выполнять, кроме случаев, отмеченных в п.4.9, без ребер жесткости.
Рекомендуемый сортамент ФС этого типа (приложение 1) с фланцами толщиной 25-40 мм включает
в себя профили от 20Ш1 до 30Ш2 и от 20К1 до 30К2, расчетные продольные усилия 1593-3554 кН
(163-363 тс).
С целью унификации при расчете каждого ФС использованы максимальные расчетные
сопротивления стали данного типоразмера профиля.
4.13. ФС элементов парного уголкового сечения, подверженных воздействию центрального
растяжения, следует выполнять с фасонками для обеспечения необходимой несущей способности
сварных швов. Рекомендуемый сортамент ФС этого типа (приложение 2) с фланцами толщиной 2040 мм включает профили от 100х7 до 180х12, расчетные продольные усилия 957-2613 кН (98-266 тс).
При расчете каждого ФС использованы максимальные расчетные сопротивления стали данного
типоразмера профиля.
Для ФС элементов из парных уголков 180х11 и 180х12 применены высокопрочные болты М27.
4.14. ФС элементов таврового сечения, подверженных воздействию центрального растяжения,
следует выполнять, кроме случаев, отмеченных в п.4.9, без ребер жесткости. Рекомендуемый
сортамент ФС этого типа (приложение 3, табл.1 и 2) включает в себя профили от 10Шт1 до 20Шт3,
расчетные продольные усилия 800-2681 кН (81-273 тс).
При расчете каждого ФС использованы максимальные расчетные сопротивления стали тавров
данных типоразмеров.
Для ФС элементов из тавра 20Шт применены высокопрочные болты М27.
4.15. ФС элементов из круглых труб, подверженных воздействию центрального растяжения,
следует выполнять, как правило, со сплошными фланцами и ребрами жесткости в количестве не
менее 3 шт. Ширина ребер определяется разностью радиусов фланцев и труб, длина - не менее 1,5
диаметра трубы (см. рис.2).
297
Рекомендуемый сортамент ФС этого типа (приложение 4) включает в себя электросварные

298.

прямошовные и горячедеформированные трубы размерами от 114х2,5 до 377х10, расчетные
продольные усилия 630-3532 кН (64-360 тс).
Материал труб - малоуглеродистая и низколегированная сталь с расчетными
сопротивлениями
МПа, болты высокопрочные М20, М24 и М27.
Для ФС элементов из круглых труб, выполненных из малоуглеродистой стали, допустимо
применение сплошных фланцев без ребер жесткости при условии выполнения сварных швов
равнопрочными этим элементам и экспериментальной проверки натурных ФС данного типа.
4.16. ФС элементов из гнутосварных профилей прямоугольного или квадратного сечений,
подверженных воздействию центрального растяжения, следует выполнять со сплошными фланцами
и ребрами жесткости, расположенными, как правило, вдоль углов профиля (см. рис.2). Ширина ребер
определяется размерами фланца и профиля, длина - не менее 1,5 высоты меньшей стороны профиля.
Если между ребрами жесткости будет размещено более двух болтов или ребра жесткости будут
установлены не только вдоль углов профиля, то ФС элементов из гнутосварных профилей данного
типа могут быть применены только после экспериментальной проверки натурных соединений
данного типа.
4.17. ФС элементов из прокатных широкополочных или сварных двутавров, подверженных
воздействию изгиба, следует выполнять, как правило, со сплошными фланцами с постановкой ребра
жесткости на растянутом поясе в плоскости стенки двутавра. При необходимости увеличения
количества болтов и ширины фланцев соответствующее уширение поясов двутавров следует
осуществлять за счет приварки дополнительных фасонок (рис.3, а).
Рис.3. Схемы фланцевых соединений изгибаемых элементов из прокатных или сварных
двутавров
Рекомендуемый сортамент ФС этого типа (приложение 5) включает в себя профили от 26Б1 до
298
100Б2 и от 23Ш1 до 70Ш2 с несущей способностью 127-2538 кН·м (13-259 тс·м). Несущая

299.

способность ФС на изгиб для данного типа соединения и данного типоразмера двутавра определена
из условия прочности фланца, болтов и сварных швов соединения, воспринимающих данный
изгибающий момент.
Для этого типа соединений предусмотрено применение высокопрочных болтов М24 и М27.
4.18. ФС элементов из прокатных широкополочных или сварных двутавров, подверженных
воздействию изгиба, возможно выполнять со сплошными фланцами, высота которых не превышает
высоты двутавра (см. рис.3, б). Такие соединения следует применять, если расчетный момент в
рамных соединениях ниже несущей способности двутавров на изгиб.
При необходимости уменьшения количества болтов или увеличения жесткости растянутых
участков ФС допустимо применять составные фланцы, увеличивая их толщину на растянутом
участке до 36-40 мм (см. рис.3, в).
Если изгибающий момент в рамных соединениях превышает несущую способность двутавра на
изгиб, следует предусматривать устройство вутов (см. рис.3, г).
ФС указанных типов следует проектировать в соответствии с указаниями настоящих
рекомендаций.
4.19. Для ФС элементов, подверженных воздействию сжатия, когда непредусмотренные
проектом (КМ) эксцентриситеты передачи продольных усилий недопустимы, необходимо строго
выполнять требования по точности изготовления и монтажа ФС, изложенные в разделах 6 и 7
настоящих рекомендаций. В таких соединениях следует предусматривать также установку болтов с
суммарным предварительным натяжением, равным расчетному усилию сжатия в соединяемых
элементах.
4.20. ФС элементов, подверженных центральному растяжению, следует, как правило,
применять для передачи усилий (кН), не превышающих для элементов из:
парных уголков - 3000;
одиночных уголков - 1900;
широкополочных двутавров и круглых труб - 3500;
широкополочных тавров и прямоугольных труб - 2500.
ФС сварных или прокатных двутавров, подверженных изгибу или совместному действию
изгиба и растяжения, следует, как правило, применять, если суммарное растягивающее усилие,
воспринимаемое ФС от растянутой зоны присоединяемого элемента, не превышает 3000 кН.
5. РАСЧЕТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
5.1. ФС элементов стальных конструкций следует проверять расчетами на:
прочность болтов;
прочность фланцев на изгиб;
прочность соединений на сдвиг;
299

300.

прочность сварных швов соединения фланца с элементом конструкции.
5.2. Методы расчета следует применять только для ФС, конструктивная форма которых
отвечает требованиям раздела 4.
5.3. Предельное состояние ФС определяют следующие yсловия:
усилие в наиболее нагруженном болте, определенное с учетом совместной работы болтов
соединения, не должно превышать расчетного усилия растяжения болта;
изгибные напряжения во фланце не должны превышать расчетных сопротивлений стали
фланца по пределу текучести.
5.4. Расчет прочности ФС элементов открытого профиля, подверженных центральному
растяжению.
Количество болтов внутренней зоны
определяет конструктивная форма соединения.
Количество болтов наружной зоны предварительно назначают из условия:
,
где
(1)
- внешняя нагрузка на соединение;
- предельное внешнее усилие на один болт внутренней зоны, равное 0,9
- предельное внешнее усилие на один болт наружной зоны, равное
;
;
- коэффициент, учитывающий неравномерное распределение внешней нагрузки между
болтами внутренней и наружной зон, определяемый по табл.2.
Таблица 2
Диаметр болта
Толщина фланца, мм
Соотношение внешних усилий на один болт внутренней и
наружной зон
М20
М24
16
2,5
20
1,7
25
1,4
30
1,2
20
2,6
300

301.

М27
25
1,8
30
1,5
40
1,1
25
2,1
30
1,7
40
1,2
Прочность фланца и болтов, относящихся к внутренней зоне, следует считать
обеспеченной, если: болты расположены в соответствии с указаниями п.4.6, толщина
фланца составляет 20 мм и выше, а усилие на болт от действия внешней нагрузки не
превышает величины
.
5.5. При расчете на прочность болтов и фланца, относящихся к наружной зоне,
выделяют отдельные участки фланцев, которые рассматривают как Т-образные (см. рис.1)
шириной
.
Прочность ФС следует считать обеспеченной, если
,
где
- расчетное усилие растяжения, воспринимаемое ФС, определяемое по формулам
если
если
где
(2)
,
(3)
,
(4)
;
;
,
,
- расчетное усилие на болт, определяемое из условия прочности соединения по болтам;
- расчетное усилие на болт, определяемое из условия прочности фланца на изгиб.
,
(5)
где
- коэффициент, зависящий от безразмерного параметра жесткости болта
определяемый по табл.3 или по формуле:
;
,
(6)
301

302.

;
(7)
,
где
,
(8)
,
- параметр, определяемый по табл.4 или из уравнения
,
(9)
- ширина фланца, приходящаяся на один болт наружной зоны
участка фланца;
-го Т-образного
где - толщина фланца;
- расстояние от оси болта до края сварного шва
-го Т-образного участка фланца.
Таблица 3
0,02
0,04
0,06 0,08
0,1
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
4,0
5,0
6,0
8,0
10
15
0,907 0,836 0,79 0,767 0,744 0,67 0,602 0,561 0,53 0,509 0,467 0,438 0,41 0,396 0,367 0,34 0,325 0,296 0,27 0,232
6
3
2
5
4
3
Таблица 4
Параметр
при
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,7
3,0
4,0
5,0
0,02
3,252
2,593
2,221
1,986
1,826
1,710
1,586
1,499
1,333
1,250
0,06
2,960
2,481
2,171
1,962
1,812
1,702
1,582
1,497
1,333
1,250
0,1
2,782
2,398
2,130
1,939
1,799
1,694
1,578
1,494
1,332
1,249
0,5
2,186
2,036
1,908
1,776
1,711
1,636
1,545
1,475
1,327
1,248
1,0
1,949
1,860
1,780
1,707
1,643
1,586
1,514
1,454
1,321
1,246
302

303.

2,0
1,757
1,704
1,653
1,607
1,564
1,524
1,470
1,424
1,312
1,242
3,0
1,660
1,621
1,584
1,548
1,515
1,483
1,440
1,402
1,303
1,238
4,0
1,599
1,568
1,537
1,508
1,480
1,454
1,417
1,384
1,296
1,235
5,0
1,555
1,529
1,503
1,478
1,454
1,431
1,399
1,370
1,289
1,232
6,0
1,522
1,498
1,476
1,454
1,433
1,413
1,384
1,357
1,283
1,230
8,0
1,473
1,454
1,436
1,418
1,401
1,384
1,360
1,337
1,273
1,224
10
1,438
1,422
1,406
1,391
1,377
1,362
1,341
1,322
1,264
1,219
15
1,381
1,369
1,358
1,346
1,335
1,324
1,308
1,293
1,247
1,210
Примеры расчета и проектирования соединений элементов, подверженных растяжению,
приведены в приложении 6.
5.6. Расчет ФС элементов открытого профиля, подверженных изгибу и совместному действию
изгиба и растяжения.
Максимальные и минимальные значения нормальных напряжений в присоединяемом
профиле
от действия изгиба и продольных сил определяют в плоскости его соединения с
фланцем по формуле*:
,
где
и
(10)
- изгибающий момент и продольное усилие, воспринимаемые ФС;
- момент сопротивления сечения присоединяемого профиля;
- площадь поперечного сечения присоединяемого профиля.
_______________
* При расчете
можно пренебречь.
с целью упрощения наличием ребер, ужесточающих фланец,
Усилия в поясах присоединяемого профиля
определяют по формуле
,
где
- площадь поперечного сечения пояса
или
(11)
(рис.4);
- площадь поперечного сечения участка стенки в зоне болтов растянутого
пояса;
303

304.

;
;
- толщина стенки,
обозначения приведены на рис.4.
полок
и
высота
присоединяемого
профиля;
остальные
304

305.

Рис.4. Схема к расчету фланцевых соединений изгибаемых элементов из двутавров
Усилия в растянутой части стенки присоединяемого профиля определяют по формуле
при
,
при
где
,
;
(12)
,
,
.
Прочность ФС считается обеспеченной, если:
при
,
(13)
;
при
,
(14)
,
где
- расчетное усилие, воспринимаемое болтами растянутого пояса
при наличии ребра жесткости (см. рис.4)
, равное:
;
(15)
при симметричном расположении болтов относительно пояса
;
(16)
;
(17)
при отсутствии ребра жесткости
305

306.

при отсутствии болтов ряда
;
(18)
- расчетное усилие, воспринимаемое болтами растянутой части стенки, равное:
;
(19)
- расчетное усилие, воспринимаемое болтами растянутого пояса
, равное:
при наличии ребра жесткости
;
(20)
;
(21)
при отсутствии ребра жесткости
при отсутствии болтов ряда
;
(22)
- расчетное усилие на болт наружной зоны
-го Т-образного участка фланца
растянутого пояса или стенки, определяемое по формулам (2)-(9) в соответствии с указаниями п.5.5;
- число болтов наружной зоны растянутого пояса
- число болтов наружной зоны растянутого пояса
;
;
- число рядов болтов растянутой части стенки;
;
;
;
;
;
- коэффициент, равный 0,8 для
случаях 1,0.
400 мм, 0,9 для
мм, в остальных
Пример расчета фланцевого соединения изгибаемых элементов приведен в приложении 7.
5.7. Расчет прочности ФС элементов замкнутого профиля, подверженных центральному
растяжению.
Прочность соединения, конструктивная форма которого отвечает требованиям раздела 4,
следует считать обеспеченной, если
306

307.

мм,
,
где
(23)
- количество болтов в соединении;
- коэффициент, значение которого следует принимать по табл.5.
Таблица 5
Диаметр болта, мм
Толщина фланца, мм
М20
0,85
М24
0,8
0,85
М27
0,8
0,85
5.8. Прочность ФС растянутых элементов открытого и замкнутого профилей на
действие местной поперечной силы
следует проверять по формуле
,
(24)
где - количество болтов наружной зоны для ФС элементов открытого профиля и количество
болтов для ФС элементов замкнутого профиля;
- контактные усилия, принимаемые равными 0,1
для ФС элементов замкнутого
профиля, а для элементов открытого профиля определяемые по формуле
;
(25)
- расчетное усилие на болт, определяемое по формуле (5) в соответствии с указаниями
п.5.5;
- коэффициент трения соединяемых поверхностей фланцев, принимаемый в соответствии с
указаниями п.11.13* главы СНиП II-23-81*.
При отсутствии местной поперечной силы в расчет вводится условное значение
.
5.9. Прочность ФС сжатых элементов открытого и замкнутого профилей, а также ФС
307
изгибаемых элементов открытого профиля на действие сдвигающих сил
следует проверять

308.

по формуле
,
(26)
где
- усилие сжатия в ФС от действия внешней нагрузки, для ФС изгибаемых элементов
определяемое по формуле
,
(27)
где
- усилие растяжения или сжатия в присоединяемом элементе от действия внешней
нагрузки.
5.10. Расчет прочности сварных швов соединения фланца с элементом конструкции следует
выполнять в соответствии с требованиями главы СНиП II-23-81* с учетом глубины проплавления
корня шва на 2 мм по трем сечениям (рис.5):
Рис.5. Схемы расчетных сечений сварного соединения (сварка механизированная):
1 - сечение по металлу шва; 2 - сечение по металлу границы сплавления с профилем; 3 сечение по металлу границы сплавления с фланцем
по металлу шва (сечение 1)
;
(28)
по металлу границы сплавления с профилем (сечение 2)
;
(29)
по металлу границы сплавления с фланцем в направлении толщины проката (сечение 3)
,
где
(30)
- расчетная длина шва, принимаемая меньше его полной длины на 10 мм;
- коэффициенты:
=0,7;
принимается по табл.34* главы СНиП II-23-81*;
308

309.

- коэффициенты условий работы шва;
- коэффициент условий работы сварного соединения,
=1,0;
- расчетные сопротивления угловых швов срезу (условному) по металлу шва и
металлу границы сплавления с профилем соответственно, принимаются по табл.3 главы СНиП II-2381*;
- расчетное сопротивление растяжению стали в направлении толщины фланца, принимается
по табл.1* главы СНиП II-23-81*.
6. ИЗГОТОВЛЕНИЕ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Материал и обработка деталей ФС
6.1. Качество проката, применяемого для изготовления фланцев в соответствии с требованиями
п.2.2, должно быть гарантировано сертификатом завода - поставщика проката.
Завод строительных стальных конструкций (в дальнейшем завод-изготовитель) обязан
маркировать каждый фланец с указанием марки стали, номера сертификата завода - поставщика
проката, номера плавки, номера приемного акта завода - изготовителя конструкций.
Маркировку следует выполнять металлическими клеймами на поверхности фланца в месте,
доступном для осмотра после монтажа конструкций. Глубина клеймения не должна превышать 0,5
мм. Место для клейма должно быть указано в чертежах КМ.
6.2. При входном контроле проката, применяемого для изготовления фланцев, следует
проверить соответствие данных сертификата требованиям, предъявляемым к качеству этого проката.
При отсутствии сертификата завод-изготовитель должен проводить испытания проката с целью
определения требуемых механических свойств и химического состава, определяющих качество
проката. При этом проверку механических свойств стали в направлении толщины проката следует
проводить по методике, приведенной в приложении 8. Контроль качества стали фланцев методами
ультразвуковой дефектоскопии следует выполнять в соответствии с указаниями п.2.4.
6.3. Заготовку фланцев следует выполнять машинной термической резкой.
6.4. Заготовку элементов, присоединяемых к фланцам, следует выполнять машинной
термической резкой или механическим способом (пилы, отрезные станки). При применении ручной
термической резки торцы элементов должны быть затем обработаны механическим способом
(например, фрезеровкой).
6.5. Отклонения размеров фланцев, отверстий под болты и элементов, соединяемых с фланцем,
должны удовлетворять требованиям, изложенным в табл.6.
Таблица 6
Контролируемый параметр
Предельное отклонение
309

310.

1. Отклонения торца присоединяемого к
фланцу элемента
0,002
, где
- высота и ширина сечения элемента. Максимальный зазор между
фланцем и торцом присоединяемого элемента не должен превышать 2 мм
2. Шероховатость торцевой поверхности
элемента, присоединяемой к фланцу
320, допускаются отдельные "выхваты" глубиной не более 1 мм в количестве 1
шт. на длине 100 мм
3. Отклонение габаритных размеров фланца
±2,0 мм
4. Разность диагоналей фланца
±3,0 мм
5. Отклонение центров отверстий в пределах
группы
±1,5 мм
6. Отклонение диаметра отверстия
+0,5 мм
6.6. Отверстия во фланцах следует выполнять сверлением. Заусенцы после сверления должны
быть удалены.
Сборка и сварка ФС
6.7. Сборку элементов конструкций с фланцевыми соединениями следует производить только
в кондукторах.
6.8. В кондукторе фланец следует фиксировать и крепить к базовой поверхности не менее чем
двумя пробками и двумя сборочными болтами.
6.9. Базовые поверхности кондукторов должны быть фрезерованы. Отклонение тангенса угла
их наклона не должно превышать 0,0007 в каждой из двух плоскостей.
6.10. ФС следует сваривать только после проверки правильности их сборки. Сварные швы
следует выполнять механизированным способом с применением материалов, указанных в п.2.7, и
проплавлением корня шва не менее 2 мм.
6.11. Технология сварки должна обеспечивать минимальные сварочные деформации фланцев.
6.12. После выполнения сварных швов ФС сварщик должен поставить свое клеймо, место
расположения которого должно быть указано в чертежах КМ.
6.13. После выполнения сварки внешние поверхности фланцев должны быть отфрезерованы.
Толщина фланцев после фрезеровки должна быть не менее указанной в чертежах КМД.
Запрещается осуществлять наклон соединяемых элементов за счет изменения толщины фланца
(клиновидности).
6.14. Точность изготовления отправочных
соответствовать требованиям, изложенным в табл.7.
элементов
конструкций
с
ФС
должна
Таблица 7
310

311.

Контролируемый параметр
1. Тангенс угла отклонения фрезерованной поверхности фланцев
Предельное отклонение
Не более 0,0007
2. Зазор между внешней плоскостью фланца и ребром стальной
линейки
0,3 мм
3. Отклонение толщины фланца (при механической обработке
торцевых поверхностей)
±0,02
4. Смещение фланца от проектного положения относительно осей
сечения присоединяемого элемента
±1,5 мм
5. Отклонение длины элемента с ФС
0; -5,0 мм
6. Совпадение отверстий в соединяемых фланцах при контрольной
сборке
Калибр диаметром, равным номинальному диаметру болта,
должен пройти в 100% отверстий
Грунтование и окраска
6.15. При отсутствии специальных указаний в чертежах КМ фланцы должны быть
огрунтованы и окрашены теми же материалами и способами, что и конструкция в целом.
Контроль качества ФС
6.16. Контрольную сборку элементов конструкций с ФС следует проводить в объеме не менее
10% общего количества, но не менее 4 шт. взаимно соединяемых элементов.
Обязательной контрольной сборке подлежат первые и последние номера элементов в
соответствии с порядковым номером изготовления.
6.17. В процессе выполнения работ по сварке ФС следует контролировать:
квалификацию сварщиков в соответствии с правилами предприятия, изготавливающего
конструкции;
качество сварочных материалов в соответствии с действующими стандартами и паспортами
изделий;
качество подготовки и сборки деталей под сварку в соответствии с главой СНиП III-18-75,
раздел 1 и настоящими рекомендациями;
качество сварных швов в соответствии со СНиП III-18-75: в соединениях сжатых элементов по
поз.1.2 табл.3 раздела 1, в соединениях растянутых и изгибаемых элементов категории швов сварных
соединений 1 по поз.3 табл.41 и поз.1, 2, 3 табл.42 разд.9; а также в соответствии с ГОСТ 14771-76 и
требованиями пп.6.10 и 6.11 настоящих рекомендаций.
6.18. 100-процентному контролю следует подвергать параметры, указанные в пп.1, 2 табл.6 и
пп.1-6 табл.7 настоящих рекомендаций, а также наличие и правильность маркировки и клейма
сварщиков на фланце.
6.19. Фланцы после их приварки к соединяемым элементам следует подвергать 100процентному контролю ультразвуковой дефектоскопией. Результаты контроля должны
311
удовлетворять требованиям п.2.5 настоящих рекомендаций.

312.

6.20. При отправке конструкций с ФС завод-изготовитель кроме документации,
предусмотренной п.1.22 главы СНиП 3.03.01-87, должен представить копию сертификата,
удостоверяющего качество стали фланцев, а также документы о контроле качества сварных
соединений. Если фланцы изготовлены из марок стали, отличных от указанных в п.2.2, заводизготовитель должен представить документы о качестве проката, применяемого для фланцев в
соответствии с указаниями пп.2.3 и 2.4 настоящих рекомендаций.
7. МОНТАЖНАЯ СБОРКА ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
7.1. Проекты производства работ (ППР) по монтажу конструкций должны содержать
технологические карты, предусматривающие выполнение ФС в конкретных условиях монтируемого
объекта в соответствии с указаниями "Рекомендаций по сборке фланцевых монтажных соединений
стальных
строительных
конструкций"
(ВНИПИ
Промстальконструкция,
ЦНИИПроектстальконструкция. - М.: ЦБНТИ Минмонтажспецстроя СССР, 1986).
7.2. Подготовку и сборку ФС следует проводить под руководством лица (мастера, прораба),
назначенного приказом по монтажной организации ответственным за выполнение этого вида
соединений на объекте.
7.3. Технологический процесс выполнения ФС включает:
подготовительные работы;
сборку соединений;
контроль натяжения высокопрочных болтов;
огрунтование и окраску соединений.
7.4. Высокопрочные болты, гайки и шайбы к ним должны быть подготовлены в соответствии с
п.4.25 главы СНиП 3.03.01-87, пп.3.1.2-3.1.8 ОСТ 36-72-82.
7.5. Подготовку контактных поверхностей фланцев следует осуществлять в соответствии с
указаниями чертежей КМ и КМД по ОСТ 36-72-82. При отсутствии таких указаний контактные
поверхности очищают стальными или механическими щетками от грязи, наплывов грунтовки и
краски, рыхлой ржавчины, снега и льда.
7.6. Применение временных болтов в качестве сборочных запрещается.
7.7. Под головки и гайки высокопрочных болтов необходимо ставить только по одной шайбе.
Выступающая за пределы гайки часть стержня болта должна иметь не менее одной нитки
резьбы.
7.8. Натяжение высокопрочных болтов ФС необходимо выполнять от наиболее жесткой зоны
(жестких зон) к его краям.
7.9. Натяжение высокопрочных болтов ФС следует осуществлять только по моменту
закручивания.
7.10. Натяжение высокопрочных болтов на заданное усилие следует производить
закручиванием гаек до величины момента закручивания
формуле
, который определяют по
312

313.

,
(31)
где - коэффициент, принимаемый равным: 1,06 - при натяжении высокопрочных болтов; 1,0 при контроле усилия натяжения болтов;
- среднее значение коэффициента закручивания для каждой партии болтов по сертификату
или принимаемое равным 0,18 при отсутствии таких значений в сертификате;
- усилие натяжения болта, Н;
- номинальный диаметр резьбы болта, м.
Отклонение фактического момента закручивания от момента, определяемого по формуле (31),
не должно превышать 0; +10%.
7.11. После натяжения болтов гайки ничем дополнительно не закрепляются.
7.12. После выполнения ФС монтажник обязан поставить на соединение личное клеймо (набор
цифр) в месте, предусмотренном в чертежах конструкций КМ или КМД, и предъявить собранное
соединение ответственному лицу.
7.13. Качество выполнения ФС на высокопрочных болтах ответственное лицо проверяет путем
пооперационного контроля. Контролю подлежат: качество обработки (расконсервации) болтов;
качество подготовки контактных поверхностей фланцев; соответствие устанавливаемых болтов, гаек
и шайб требованиям ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77, а также требованиям, указанным в чертежах
КМ и КМД; наличие шайб под головками болтов и гайками; длина части болта, выступающей над
гайкой; наличие клейма монтажника, осуществляющего сборку соединения; выполнение требований
табл.8.
Таблица 8
Наименование отклонения
Допускаемое
отклонение, мм
Просвет между фланцами или фланцем и полкой колонны после преднапряжения высокопрочных болтов по
линии стенок и полок профиля
0,2
Просвет между фланцами или фланцем и полкой колонны после преднапряжения высокопрочных болтов по
краям фланцев:
для фланцев толщиной не более 25 мм
0,6
для фланцев толщиной более 32 мм
1,0
Примечание. Щуп толщиной 0,1 мм не должен проникать в зону радиусом 40 мм от оси болта
7.14. Контроль усилия натяжения следует осуществлять во всех установленных высокопрочных
313
болтах тарированными динамометрическими ключами. Контроль усилия натяжения следует

314.

производить не ранее чем через 8 ч после выполнения натяжения всех болтов в соединении, при этом
усилия в болтах соединения должны соответствовать значениям, указанным в п.3.3 или табл.9.
Таблица 9
Усилие натяжения болтов (контролируемое), кН (тс)
М20
М24
М27
167(17)
239(24,4)
312(31,8)
7.15. Отклонение фактического момента закручивания от расчетного не должно превышать 0;
+10%. Если при контроле обнаружатся болты, не отвечающие этому условию, то усилие натяжения
этих болтов должно быть доведено до требуемого значения.
7.16. Документация, предъявляемая при приемке готового объекта, кроме предусмотренной
п.1.22 главы СНиП 3.03.01-87, должна содержать сертификаты или документы завода-изготовителя,
удостоверяющие качество стали фланцев, болтов, гаек и шайб, документы завода-изготовителя о
контроле качества сварных соединений фланцев с присоединяемыми элементами, журнал контроля
за выполнением монтажных фланцевых соединений на высокопрочных болтах.
Приложение 1
СОРТАМЕНТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ
ШИРОКОПОЛОЧНЫХ ДВУТАВРОВ
N
Схема фланцевого соединения
Марка профиля
,
кН
(тс)
, мм
2
3
4
5
6
7
20Ш1
1593
(163)
25
8
6
п
/
п
1
1
, мм
, мм
314

315.

20К1
1626
(166)
25
9
6
20К2
1879
(192)
40
10
6
2
23Ш1
1608
(164)
25
9
6
3
23К1
2237
(228)
30
9
6
23K2
2274
(232)
30
10
6
315

316.

4
5
6
7
26Ш1
1913
(195)
30
10
7
26Ш2
1937
(197)
30
11
6
26К1
2815
(287)
30
10
6
26K2
2933
(299)
30
12
8
30К1
3306
(337)
30
12
8
30К2
4032
(411)
40
12
8
30Ш1
2197
(224)
30
10
7
30Ш2
2668
(272)
40
12
7
316

317.

Примечания: 1. Типоразмеры и марки стали двутавров по ГОСТ 26020-83 соответствуют
сокращенному сортаменту металлопроката для применения в стальных строительных конструкциях.
2. Сталь листовая горячекатаная для фланцев по ГОСТ 19903-74* марки 14Г2АФ-15 по ТУ 14105-465-82 и 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73.
3. Болты М24 высокопрочные из стали 40Х "Селект" по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77.
Диаметр отверстий 27 мм. Усилие предварительного натяжения 239 кН (24,4 тс).
4. Сварка механизированная. Сварочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70.
5. Обозначения, принятые в таблице:
- расчетная продольная сила фланцевых соединений (
сечения двутавра;
пределу текучести);
, где
- площадь
- максимальное расчетное сопротивление стали двутавра растяжению по
- толщина фланцев;
- катеты угловых сварных швов стенки и полки двутавра соответственно.
Приложение 2
СОРТАМЕНТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ ПАРНЫХ
РАВНОПОЛОЧНЫХ УГОЛКОВ
N
Схема фланцевого соединения
Сечение элемента, мм
мм
, кН (тс)
, мм
2
3
4
5
957
(97,6)
20
п
/
п
1
1
100
7
317

318.

2
3
4
5
100
8
110
8
125
8
125
9
140
9
140
10
160
10
160
11
1224 (124,8)
25
1579*
(161,0)
30
1928** (196,5)
40
2156 (219,8)
30
318

319.

6
180
11
180
12
2613 (266,4)
30
_______________
* Марка сварочной проволоки - Св-10HMA; Св-10Г2 по ГОСТ 2246-70*.
** Марка сварочной проволоки - Св-10ХГ2СМА, Св-08ХН2ГМЮ по ГОСТ 2246-70*.
Примечания: 1. Типоразмеры и марки стали равнополочных уголков по ГОСТ 8509-72
соответствуют сокращенному сортаменту металлопроката для применения в стальных строительных
конструкциях.
2. Сталь листовая горячекатаная для фланцев по ГОСТ 19903-74* марки 14Г2АФ-15 по ТУ 14105-465-82 и 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73.
3. Марку стали фасонок назначают в соответствии с указаниями п.2.8 настоящих
рекомендаций. Длина фасонок определяется конструктивными особенностями соединений, но не
менее 200 мм.
4. Все болты (за исключением болтов по схеме 6) М24 высокопрочные из стали 40Х "Селект"
по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77. Диаметр отверстий 27. Усилие предварительного натяжения 239
кН (24,4 тс).
5. Болты по схеме 6 - М27 высокопрочные из стали 40Х "Селект" по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ
22356-77. Диаметр отверстий 30 мм. Усилие предварительного натяжения 312 кН (31,8 тс).
6. Сварка механизированная. Сварочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70.
7. Обозначения, принятые в таблице:
- расчетная продольная сила фланцевых соединений (
, где
- площадь
сечения уголка с максимальными типоразмерами из указанных в графе 3 для каждого фланцевого
соединения;
текучести);
- максимальное расчетное сопротивление стали уголка растяжению по пределу
- толщина фланцев;
- катет угловых сварных швов.
Приложение 3
СОРТАМЕНТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ
319

320.

ШИРОКОПОЛОЧНЫХ ТАВРОВ
Таблица 1
N п/п
Схема фланцевого соединения
Марка профиля
, кН (тс)
, мм
1
2
3
4
5
10Шт1
800**
(81,5)
30
881**
(89,8)
25
1439* (146,7)
30
1
11,5Шт1
2
13Шт1
13Шт2 (см. п.6 примечаний)
3
15Шт1
15Шт2
15Шт3
320

321.

17,5Шт1
4
1919**
(195,6)
30
2537*
(258,6)
40
17,5Шт2
17,5Шт3
20Шт1
5
20Шт2
20Шт3
Таблица 2
N п/п
Схема фланцевого сечения
Марка профиля
, кН (тс)
, мм
1
2
3
4
5
10Шт1
958
(97,6)
20
1
11,5Шт1
321

322.

2
13Шт1
1227*
(125,1)
25
1494**
(152,3)
25
1919**
(195,6)
30
2681**
(273,3)
40
13Шт2
3
15Шт1
15Шт2
4
17,5Шт1
17,5Шт2
17,5Шт3
5
20Шт1
20Шт2
20Шт3
_______________
* Марка сварочной проволоки - Св-10НМА; Св-10Г2 по ГОСТ 2246-70*.
322

323.

** Марка сварочной проволоки - Св-10ХГ2СМА, Cв-08XH2ГMЮ по ГОСТ 2246-70*.
Примечания: 1. Типоразмеры и марки стали тавров по ГОСТ 26020-83 соответствуют
сокращенному сортаменту металлопроката для применения в стальных строительных конструкциях.
2. Сталь листовая горячекатаная для фланцев по ГОСТ 19903-74* марки 14Г2АФ-15 по ТУ 14105-465-82 и 09Г20-15 по ГОСТ 19282-73.
3. Марку стали фасонок назначают в соответствии с указаниями п.2.8 настоящих
рекомендаций. Длина фасонок определяется конструктивными особенностями соединений, но не
менее 200 мм.
4. Все болты, за исключением болтов по схеме 5 (табл.1 и табл.2), М24 высокопрочные из стали
40Х "Селект" по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77. Диаметр отверстий 27 мм. Усилие
предварительного натяжения 239 кН (24,4 тс).
5. Болты по схеме 5 (табл.1 и табл.2) М27 высокопрочные из стали 40Х "Селект" по ГОСТ
22353-77 - ГОСТ 22356-77. Диаметр отверстий 30 мм. Усилие предварительного натяжения 312 кН
(31,8 тс).
6. На схеме (табл.1) представлено фланцевое соединение тавров с расчетным сопротивлением
не выше 315 и 270 МПа для 13Шт1 и 13Шт2 соответственно.
7. Сварка механизированная. Сварочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70.
8. Обозначения, принятые в таблицах:
- расчетная продольная сила фланцевых соединений (
, где
- площадь
сечения тавра с максимальными типоразмерами из указанных в графе 3 для каждой схемы
фланцевых соединений;
пределу текучести);
- максимальное расчетное сопротивление стали тавра растяжению по
- толщина фланцев;
- катеты угловых сварных швов стенки и полки тавра соответственно.
Приложение 4
COPTAМEHT ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ КРУГЛЫХ ТРУБ
N
п/п
Схема фланцевого соединения
1
2
Сечение трубы, мм
мм
, кН (тс)
, мм
, мм
,
, мм
мм
3
4
5
6
7
8
323

324.

1
114
2,5
121
245
175
5,0; 6,0*
255
185
127
3,0
4,0
255
185
140
3,5; 4,5
275
205
20
140
4,0
8,0*
(92,2)
903
25
310
220
24
159
3,5; 5,5
630
20
300
220
20
168
4,0
903
25
350
250
24
(138,2) 1356
25
350
250
24
400
300
400
300
430
330
168
2
3
5,0
6,0
8,0
219
6,0; 8,0*
219
10,0*
245
20
20
6,0*
168
219
(64,2)
630
10,0*
4,0
(184,3) 1808
25
24
6,0
8,0*
324

325.

4
5
219
7,0; 8,0
(230,4) 2260
25
400
300
245
10,0
12,0*
430
330
273
4,5.....**6,0
460
360
273
8,0; 10,0*
325
5,0; 5,5
535
425
377
5,0
560
460
273
7,0; 8,0
460
360
273
12,0*
460
360
377
9,0; 10,0
560
460
325
6,0
520
410
8,0
(276,5) 2712
8,0
(360)
3532
25
30
24
24
27
_______________
* Горячедеформированные трубы по ГОСТ 8732-78*
** Брак оригинала. - Примечание изготовителя базы данных.
Примечания: 1. Типоразмеры и марки стали электросварных прямошовных труб по ГОСТ
10704-76 и горячедеформированных труб по ГОСТ 8732-78* соответствуют сокращенному
сортаменту металлопроката для применения в стальных строительных конструкциях.
2. Сталь листовая горячекатаная для фланцев по ГОСТ 19903-74* марки 14Г2АФ-15 по ТУ 14105-465-82 и 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73.
3. Марку стали ребер жесткости назначают в соответствии с указаниями п.2.8 настоящих
рекомендаций. Толщина ребер принимается равной толщине стенки трубы с округлением в большую
сторону. Длина ребер определяется конструктивными особенностями соединения, но не менее 1,5
диаметра трубы для четных и 1,7 диаметра трубы для нечетных ребер.
325
4. Болты М20, М24 и М27 высокопрочные из стали 40Х "Селект" по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ

326.

22356-77. Диаметр отверстий 23, 28 и 31 мм. Усилие предварительного натяжения 167, 239 и 312 кН
соответственно.
5. Сварка механизированная. Сварочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70.
6. Обозначения, принятые в таблице:
- расчетная продольная сила фланцевых соединений (
, где
- площадь
сечения трубы с типоразмерами из указанных в графе 3 для каждого фланцевого соединения;
расчетное сопротивление стали трубы растяжению по пределу текучести);
-
- толщина фланцев;
- диаметр фланцев;
- диаметр болтовой риски;
- диаметр болтов.
Приложение 5
СОРТАМЕНТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
326

327.

Геометрические параметры соединений
Диаметр
болта
Параметры,
мм
Номер профиля ригеля
26Б1
30Б1
35Б1
35Б2
40Б1
М24
М27
45Б1
50Б1
55Б1
60Б1
45Б2
50Б2
55Б2
60Б2
70Б1
70Б2
80Б1
90Б1
100Б1
100Б2
23Ш1
26Ш1
26Ш2
30Ш1
35Ш1
40Ш1
50Ш1
30Ш2
35Ш2
40Ш2
60Ш1
70Ш1
70Ш2
90
90
100
100
90
90
100
100
60
60
60
60
60
60
60
60
40
45
45
50
40
45
45
50
100
100
110
110
100
100
110
110
70
70
70
70
70
70
70
70
45
50
50
55
45
50
50
55
327

328.

Примечание. Параметр
может быть изменен в зависимости от типа колонны при
выполнении условий, изложенных в разделе 4 (п.4) настоящих рекомендаций.
НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ СОЕДИНЕНИЯ (тс·м)
Тип
фла
н- ца
1
2
3
4
Диаметр
болт
а
Номер профиля ригеля
26
Б1
30Б1
35
Б1
35
Б2
40Б1
40Б2
45
Б1
45
Б2
50Б1
50Б2
55
Б1
55
Б2
60Б1 70Б1 80Б1
60Б2 70Б2
90
Б1
100Б
1
23Ш
1
26Ш
1
26Ш
2
30
1
30
2
М24
15,
5
18,5
22,
2
25,9
31,
7
35,6
41,
9
46,7
-
-
-
-
13,0
15,2
17
М27
-
-
-
36,3
40,
7
-
-
-
-
-
-
-
-
19,4
22
М24
-
-
-
28,8
35,
3
40,2
48,
1
53,5
63,9
74,4
-
-
-
-
-
М27
-
-
-
-
-
50,5
58,
6
-
-
-
-
-
-
-
-
М24
-
-
-
-
-
63,5
73,
8
81,9
97,4
112,
9
12
9,5
145,
4
-
-
31
М27
-
-
-
-
-
-
-
100,
7
119,
8
139,
0
-
-
-
-
-
М24
-
-
-
-
-
-
-
-
136,
7
159,
4
18
3,7
206,
8
-
-
-
М27
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
22
2,0
258,
6
-
-
-
СВАРНЫЕ ШВЫ
328

329.

Номер
профиля
ригеля
26
Б
30Б
35Б
40Б
45
Б
50
Б
55
Б
60
Б
70
Б
8
0
Б
90
Б
100Б
23
Ш
26
Ш
30
Ш
40
Ш
50
Ш
60
Ш
70Ш
35
Ш
8
8
8
8
8
10
12
12
*
14
*
1
4
*
14
*
14*
8
10
10
12
*
12*
10
10
10
10
14
14
16
16
*
16
*
1
6
*
16
*
20*
10
14
16
16
*
18*
_______________
* Марка сварочной проволоки Св-10 НМА, Св-10Г2 по ГОСТ 2246-70*.
Примечания: 1. Типоразмеры и марки стали двутавров по ГОСТ 26020-83 соответствуют
сокращенному сортаменту металлопроката для применения в стальных строительных конструкциях.
2. Сталь листовая горячекатаная для фланцев по ГОСТ 19903-74* марки 14Г2АФ-15 по ГОСТ
19282-73, 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73.
3. Болты высокопрочные М24 и М27 из стали 40Х ’’Селект" климатического исполнения
ХЛ с временным сопротивлением не менее 1100 МПа (110 кгс/мм ), а также гайки
высокопрочные и шайбы к ним по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77.
Усилие предварительного натяжения болтов: М24 - 239 кН; М27 - 312 кН.
4. Диаметр отверстий 28 и 31 мм под высокопрочные болты М24 и М27 соответственно.
5. Сварка механизированная. Сварочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70.
Приложение 6
ПРИМЕРЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И РАСЧЕТА ПРОЧНОСТИ ФЛАНЦЕВЫХ
СОЕДИНЕНИЙ ЭЛЕМЕНТОВ, ПОДВЕРЖЕННЫХ РАСТЯЖЕНИЮ
1. Фланцевое соединение растянутых элементов из парных равнополочных уголков
Спроектировать и рассчитать ФС по следующим исходным данным:
профиль присоединяемых элементов - парные равнополочные уголки
по
ГОСТ 8509-72 из стали марки 09Г2С-6 по ГОСТ 19282-73 с расчетным сопротивлением стали
растяжению по пределу текучести
разрыву с
=360 МПа (3650 кгс/см ) и временным сопротивлением стали
=520 МПа (5300 кгс/см ), площадь сечения профиля
усилие растяжения, действующее на соединение,
=2х22=44 см ;
=1557 кН (159 тс);
329

330.

материал фланца
-
сталь
марки
09Г2С-15
по
ГОСТ
сопротивлением растяжению по пределу текучести
19282-73
с
расчетным
=290 МПа (2950 кгс/см ) и
нормативным сопротивлением по пределу текучести
=305 МПа (3100 кгс/см ), расчетное
сопротивление стали фланца растяжению в направлении толщины проката (в соответствии с
указаниями главы СНиП II-23-81*)
МПа (1480 кгс/см ).
Толщина фланца =30 мм;
болты высокопрочные М24, расчетное усилие болта
усилие предварительного натяжения болтов
=266 кН (27,1 тс), расчетное
=239 кН (24,4 тс);
катеты сварных швов принять равными
=10 мм, сварка механизированная проволокой
марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70* с обеспечением проплавления корня шва не менее 2 мм,
расчетное сопротивление угловых швов срезу по металлу шва и по металлу границы сплавления
соответственно
);
=215 МПа (2200 кгс/см ),
МПа (2390 кгс/см
материал фасонки - сталь марки 09Г2С-12-2 по ТУ 14-1-3023-80, толщина фасонки
=14 мм.
Проверка прочности сварных швов
Определяем длину сварных швов (рис.1):
см, а также необходимые для расчета
параметры в соответствии с требованиями главы СНиП II-23-81*:
=0,7,
=1,0,
=1,0,
=1,0,
=1,0. Проверку прочности сварных швов в соответствии с указаниями п.5.10 выполняем
по трем сечениям:
по металлу шва по формуле (28):
;
МПа (2200 кгс/см );
по металлу границы сплавления с профилем по формуле (29):
;
МПа (2390 кгс/см );
по металлу границы сплавления с фланцем в направлении толщины проката по формуле (30):
330

331.

;
МПа (1480 кгс/см ).
Рис.1. Схема к примеру расчета фланцевого соединения парных равнополочных уголков 125х9
Таким образом, прочность сварных швов обеспечена.
Для предотвращения внецентренного приложения внешнего усилия на соединение
центр тяжести сварных швов должен совпадать с центром тяжести соединяемого профиля.
Поэтому необходимо выполнение условия:
=0, где
- статический момент сварных швов
относительно оси
, или
= , где
и
- статические моменты сварных швов выше и
ниже оси
соответственно.
Разница между
и
составляет
.
Конструирование и расчет прочности ФС
Конструктивная форма соединения принята, как показано на рис.1. В таком соединении
количество болтов внутренней зоны
=4. Количество болтов наружной зоны
предварительно назначаем из условия (1) [см. раздел 5]:
,
где
331
- предельное внешнее усилие на болт внутренней зоны от действия внешней

332.

нагрузки;
- предельное внешнее усилие на один болт наружной зоны, определяемое по табл.2
(раздел 5). По конструктивным особенностям соединения предварительно назначаем количество
болтов наружной зоны
=4.
Расстановку болтов производим в соответствии с указаниями п.4.6. В соответствии с
указаниями п.4.7 болты должны быть расположены безмоментно относительно оси
(см.
рис.1), поэтому
. С учетом, что
=1,5 имеем:
,
таким образом это условие выполнено.
Прочность ФС следует считать обеспеченной, если выполняется условие (2):
,
где
- расчетное усилие растяжения, воспринимаемое ФС и определяемое по формулам (3)
или (4). Для определения необходимо найти величину
- расчетное усилие на болт наружной
зоны -го участка фланца, представляемого условно как элементарное Т-образное ФС. Заметим, что
в силу конструктивных особенностей в этом соединении можно выделить два участка наружной
зоны I и II (на рис.1 эти участки заштрихованы). Поэтому для нахождения величины необходимо
определить значения
и
и выбрать наименьшее из них.
Определение
Расчетное усилие растяжения, воспринимаемое фланцем и болтом, относящимися к участку I
наружной зоны, определяем из условия:
.
Значение
определяем по формуле (5)
, где
находим по формуле (6)
,a
- по формуле (7)
,
здесь
=24 мм - номинальный диаметр резьбы болта,
- ширина фланца, приходящаяся на один
болт участка I наружной зоны,
мм - усредненное расстояние между осью болта и
краями сварных швов полки уголка и фасонки.
Тогда:
332

333.

кН (17,7 тс).
Значение
определяем по формуле (8)
,
для чего находим значения
и
:
,
а значение
Тогда:
определяем по табл.4 (
).
кН (28,4 тс).
Поскольку
, принимаем
кН (17,7 тс).
Определение
находим так же, как и
, с той лишь разницей, что для участка II
Значение
мм, а
С учетом этого
тогда
кН (17,6 тс).
Определим усилие на болт из условия прочности фланца на изгиб:
значение
тогда:
определяем по табл.4 (
=1,5),
кН (20,7 тс).
Поскольку
, принимаем
333

334.

кН.
Так как
, принимаем
.
Поскольку
,
расчетное
усилие
растяжения,
воспринимаемое ФС, определяем по формуле (3)
(162 тс).
Проверяем выполнение условия (2):
.
Условие (2) выполнено, таким образом, прочность ФС следует считать обеспеченной.
2. Фланцевое соединение растянутых элементов из круглых труб
Спроектировать и рассчитать ФС по следующим исходным данным:
профиль присоединяемых элементов - электросварная прямошовная труба 273х8 мм
по ГОСТ 10704-76 из стали марки 09Г2С по ТУ 14-3-500-76 с расчетным сопротивлением
стали растяжению по пределу текучести
сопротивлением стали разрыву
;
=250 МПа (2550 кгс/см ) и временным
=470 МПа (4800 кгс/см ), площадь сечения трубы
усилие растяжения, действующее на соединение,
материал фланца
-
сталь
марки
09Г2С-15
=66,62 см
=1666 кН (170 тс);
по
ГОСТ
сопротивлением растяжению по пределу текучести
19282-73
с
расчетным
=290 МПа (2950 кгс/см ) и
нормативным сопротивлением по пределу текучести
=305 МПа (3100 кгс/см ), расчетное
сопротивление стали фланца растяжению в направлении толщины проката (в соответствии с
указаниями главы СНиП II-23-81*)
Толщина фланца =25 мм;
МПа (1480 кгс/см ).
болты высокопрочные М24, расчетное усилие болта
усилие предварительного натяжения болтов
=266 кН (27,1 тс), расчетное
=239 кН (24,4 тс);
катеты сварных швов принять равными
=8 мм, сварка механизированная проволокой
марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70* с обеспечением проплавления корня шва не менее 2 мм,
расчетное сопротивление угловых швов срезу по металлу шва и по металлу границы сплавления
соответственно
=215 МПа (2200 кгс/см ),
МПа (2160 кгс/см );
материал ребер жесткости - сталь марки 09Г2С по ТУ 14-1-3023-80, толщина ребер
жесткости
=10 мм.
Расчет прочности и проектирование ФС
334

335.

В соответствии с указаниями п.5.7 прочность ФС элементов замкнутого профиля считается
обеспеченной, если:
при
мм.
Из этого условия определим необходимое количество болтов
в соединении:
шт.
Количество болтов в соединении принимаем
=8 шт.
Конструирование ФС осуществляем в соответствии с указаниями раздела 4.
При принятом количестве болтов в соединении минимальное количество ребер
жесткости
=4. Длина нечетных ребер:
мм,
длина четных ребер:
мм, принимаем
где
=470 мм.
- диаметр трубы.
В соответствии с указаниями п.4.6 болты располагаем как можно ближе к элементам
присоединяемого профиля, при этом:
мм,*
_________________
* Формула соответствует оригиналу. - Примечание изготовителя базы данных.
мм, с округлением принимаем =50 мм.
Определяем диаметр риски болтов:
мм, принимаем
=355 мм, а диаметр фланца:
мм.
Угол между радиальными осями ребра и болтов, расположенными у ребра:
, с округлением принимаем
=20°.
Проверка прочности сварных швов
Определяем длину сварных швов (рис.2):
мм, а также необходимые для
335

336.

расчета параметры в соответствии с требованиями главы СНиП II-23-81*:
=1,0,
=1,0,
=0,7,
=1,0,
=1,0.
Рис.2. Схема к примеру расчета фланцевого соединения элементов из круглых труб 273х8
Проверку прочности сварных швов в соответствии с указаниями п.5.10 выполняем по трем
сечениям:
по металлу шва по формуле (28):
;
МПа (2200 кгс/см );
по металлу границы сплавления с профилем по формуле (29):
;
МПа (2160 кгс/см );
по металлу границы сплавления с фланцем в направлении толщины проката по формуле (30):
;
МПа (1480 кгс/см ).
Таким образом, прочность сварных швов обеспечена.
Приложение 7
ПРИМЕР РАСЧЕТА ФЛАНЦЕВОГО СОЕДИНЕНИЯ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ336

337.

Провести проверочный расчет фланцевого соединения (см. рисунок).
Схема к примеру расчета фланцевого соединения широкополочного двутавра 160Б1,
подверженного
воздействию изгиба и растяжения
Данные, необходимые для расчета:
профиль присоединяемого элемента - 160Б1 по ГОСТ 26020-83 из стали марки 09Г2С,
площадь сечения профиля
=131 см , площадь сечения пояса
сопротивления профиля
=2610 см ;
=35,4 см , момент
изгибающий момент и продольное усилие, действующие
соответственно
=686 кН·м (70 тс·м) и
=490,5 кH (50 тс);
на
соединение,
материал фланца - сталь марки 14Г2АФ-15 по ТУ 14-105-465-82 с расчетным
сопротивлением изгибу по пределу текучести
принята равной =25 мм;
=368 МПа (3750 кгс/см ), толщина фланца
болты высокопрочные М24, расчетное усилие растяжения болта
расчетное усилие предварительного натяжения болтов
=239 кН (24,4 тс);
катеты сварных швов по поясам профиля
=12 мм, по стенке
=266 кН (27,1 тс),
=8 мм.
Максимальное и минимальное значения нормальных напряжений в присоединяемом профиле
от действия изгиба и продольных усилий определяем по формуле (10) [см. раздел 5]:
;
.
Усилие в растянутом поясе присоединяемого элемента определяем по формуле (11):
,
337

338.

где
- площадь сечения участка стенки в зоне болтов растянутого пояса (см. рис.4 и
рисунок в настоящем приложении);
;
=10 мм - толщина стенки профиля;
=70 мм - ширина фланца, приходящаяся на один болт, расположенный вдоль стенки
профиля;
=15,5 мм - толщина пояса профиля.
мм,
=80·10=800 мм, тогда
=(3540+800)·300=1302 кН (132,5 тс).
Усилие в растянутой части стенки определяем по формуле (12):
,
где
,
;
мм,
тогда
кН (30,5 тс).
Прочность ФС считаем обеспеченной, если при
условие (13):
и
выполняется
;
.
При принятом конструктивном решении ФС (наличие ребра жесткости растянутого
пояса и симметричное расположение болтов относительно пояса
, см.
рисунок) расчетное усилие растяжения, воспринимаемое болтом и фланцем, относящимися к
растянутому поясу,
определяем по формуле (16):
,
то же, к растянутой части стенки,
- по формуле (19):
338

339.

.
Определение
Поскольку
мм, то
,
,
,
мм - расстояние от оси болтов ряда
до пояса профиля.
Расчетное усилие растяжения, воспринимаемое фланцем и болтом, относящимися к наружной
зоне пояса, определяем из условия:
.
Значение
определяем по формуле (5):
, где
находим по формуле (6):
,a
- по формуле (7):
,
здесь
=24 мм - номинальный диаметр резьбы болта,
=70 мм - ширина фланца, приходящаяся на один болт наружной зоны растянутого пояса
профиля;
=33 мм - расстояние от оси болтов ряда
профиля (
до края сварного шва растянутого пояса
мм).
Тогда:
,
и
кН (15,7 тс).
Значение
определяем по формуле (8):
,
339

340.

для чего находим значения
и
:
Н·см;
.
Значение
определяем по табл.4 (
=1,48).
Тогда:
кН (20,1 тс).
Поскольку
, принимаем
кН (15,7 тс) и
.
Определение
Расчетное усилие растяжения, воспринимаемое фланцем и болтом, относящимися к растянутой
части стенки профиля, определяем из условия:
.
Значения
и
определяем по формулам (5) и (8). Расчет всех параметров,
необходимых для определения
и
, выполняем так же, как и при определении
лишь разницей, что для болтов и фланца, относящихся к стенке профиля, параметр
мм). Тогда:
, с той
=37 мм (
;
,
кН (14,7 тс).
Определим усилие на болт из условия прочности фланца на изгиб:
Н·см;
;
340

341.

значение
определяем по табл.4 (
=1,42);
кН (18,2 тс).
Поскольку
, то принимаем
кН (14,7 тс).
Находим значение
:
кН (31,8 тс).
Определив значения
кН (132,5 тс)
кН (30,5 тс)
и
, проверяем условие (13):
кН (138,4 тс);
кН (31,8 тс).
Условие (13) выполнено. Проверка прочности сварных швов выполнена в соответствии с п.5.10
настоящих рекомендаций. Прочность сварных швов обеспечена.
Таким образом, прочность фланцевого соединения обеспечена.
Приложение 8
МЕТОДИЧЕСКИЕ УКАЗАНИЯ ПО ПРОВЕДЕНИЮ ИСПЫТАНИЙ ТОЛСТОЛИСТОВОГО
ПРОКАТА ДЛЯ ФЛАНЦЕВ
1. Общие положения
1.1. Настоящие указания распространяются на толстолистовой прокат строительных
сталей толщиной от 12 до 50 мм включительно, предназначенный для изготовления
фланцев соединений растянутых и изгибаемых элементов, и устанавливают методику
испытаний на статическое растяжение с целью определения следующих характеристик
механических свойств металлопроката в направлении толщины при температуре
°С:
предела текучести (физического или условного); временного сопротивления разрыву;
относительного удлинения после разрыва; относительного сужения после разрыва.
1.2. Определяемые в соответствии с настоящими методическими указаниями механические
свойства могут быть использованы для контроля качества проката для металлоконструкций; анализа
причин разрушения конструкций; сопоставления материалов при обосновании их выбора для
конструкций; расчета прочности несущих элементов с учетом их работы по толщине листов;
сравнения сталей в зависимости от химического состава, способа выплавки и раскисления, сварки,
вида термообработки, толщины и т.д.
1.3. При испытании на статическое растяжение принимаются следующие обозначения 341
и
определения:

342.

рабочая длина *, мм - часть образца с постоянной площадью поперечного сечения между его
головками или участками для захвата;
_______________
* Буквенные обозначения приняты по ГОСТ 1497-73**.
** На территории Российской Федерации действует ГОСТ 1497-84. Здесь и далее. Примечание изготовителя базы данных.
начальная расчетная длина образца
на которой определяется удлинение;
, мм - участок рабочей длины образца до разрыва,
конечная расчетная длина образца после его разрыва
, мм;
начальный диаметр paбочей части цилиндрического образца до разрыва
минимальный диаметр цилиндрического образца после его разрыва
, мм;
, мм;
начальная площадь поперечного сечения рабочей части образца до разрыва
площадь поперечного сечения образца после его разрыва
осевая растягивающая нагрузка
момент испытания;
,
, мм ;
, мм ;
- нагрузка, действующая на образец в данный
предел текучести (физический)
, МПа - наименьшее напряжение, при котором образец
деформируется без заметного увеличения нагрузки;
предел текучести условный
, МПа - напряжение, при котором остаточное удлинение
достигает 0,2% длины участка образца, удлинение которого принимается в расчет при определении
указанной характеристики;
временное сопротивление
, МПа - напряжение, соответствующее наибольшей нагрузке
, предшествующей разрушению образца;
относительное удлинение после разрыва
- отношение приращения расчетной длины
образца (
) после разрыва к ее первоначальной длине
;
относительное сужение после разрыва
площади поперечного сечения после разрыва
образца
.
, % - отношение разности начальной площади и
к начальной площади поперечного сечения
2. Форма, размеры образцов и их изготовление
2.1. Для испытания на растяжение в направлении толщины проката применяют укороченные
цилиндрические образцы (см. рисунок, а) диаметром 5 мм, начальной расчетной длиной
мм по п.2.1 ГОСТ 1497-73. При этом металл, испытываемый в направлении
толщины, условно рассматривается как хрупкий. Рабочая длина образца в соответствии с п.2.3 ГОСТ
1497-73 составляет
мм.
342

343.

Образцы для испытаний на растяжение в направлении толщины проката
2.2. Образец вырезают из испытываемого листа так, чтобы ось образца была перпендикулярна
к поверхности листа.
2.3. На торцах образцов, выполненных из металлопроката толщиной 30 мм, сохраняется
прокатная корка. При толщине испытываемого проката более 30 мм такая корка сохраняется на
одном торце образца.
2.4. Для испытания металлопроката толщиной 12-29 мм применяются сварные образцы. С этой
целью к листовой заготовке испытываемого металла приваривают в тавр две пластины из стали той
же прочности, чтобы получить крестовое соединение со сплошным проваром. Цилиндрические
образцы вырезают из сварного соединения так, чтобы испытываемый металл попадал в рабочую
часть образца. При этом продольная ось образца должна совпадать с направлением толщины
испытываемого листа. Этапы изготовления сварных образцов указаны на рисунке, б.
2.5. Для испытания металлопроката толщиной 24-29 мм допускается применять несварные
образцы с укороченной рабочей длиной по сравнению с указанной в п.2.1 и на рисунке, а. При этом
высота головок образцов не изменяется.
2.6. Образцы рекомендуется обрабатывать на металлорежущих станках. Глубина резания при
последнем проходе не должна превышать 0,3 мм. Чистота обработки поверхности образцов и
точность изготовления должны соответствовать требованиям ГОСТ 1497-73.
2.7. При определении относительного удлинения нужно обходиться без нанесения кернов на
рабочей части образца; за начальную расчетную длину следует принимать общую длину образца
вместе с головками.
2.8. Начальную и конечную длину образца измеряют штангенциркулем с точностью до
0,1 мм, и полученные значения округляют в большую сторону. Диаметр рабочей части
образца до испытания измеряют микрометром в трех местах (посередине и с двух краев) с
точностью до 0,01 мм; в каждом сечении диаметр измеряют дважды (второе измерение
производят при повороте образца на 90°), и за начальный диаметр принимают среднее
значение из двух измерений; причем фиксируют все три значения начальных диаметров (в
середине и с двух краев рабочей части образца). После испытания определяют, вблизи
какого измеренного сечения произошел разрыв образца, и в дальнейшем при определении
относительного сужения после разрыва
диаметр этого сечения принимают за начальный
диаметр. Диаметр образцов после испытания следует измерять штангенциркулем с точностью до 0,1
мм.
2.9. Для испытания изготавливают по три образца от каждого листа, пробы отбирают из
средней трети листа (по ширине).
3. Испытание образцов
3.1. Для определения механических свойств в направлении толщины проката при статическом
343
растяжении используют универсальные испытательные машины с механическим, гидравлическим

344.

или электрогидравлическим приводом с усилием не выше 100 кН (10 тс) при условии соответствия
их требованиям ГОСТ 1497-73 и ГОСТ 7855-74.
3.2. При проведении испытаний должны соблюдаться следующие основные условия:
надежное центрирование образца в захватах испытательной машины;
плавность нагружения;
скорость перемещения подвижного захвата при испытании до предела текучести - не более 0,1,
за пределом текучести - не более 0,4 длины расчетной части образца, выраженная в мм/мин.
3.3. Рекомендуется оснащать машины регистрирующей аппаратурой для записи диаграмм
"усилие-перемещение" в масштабе не менее 25:1.
3.4. Испытания на растяжение образцов для определения механических свойств в направлении
толщины проката и подсчет результатов испытаний проводят в полном соответствии с § 3 и 4 ГОСТ
1497-73.
3.5. При разрушении сварных образцов вне основного металла испытываемого листа из-за
возможных дефектов соединения (поры непроваров, шлаковые включения, трещины и др.)
результаты их испытания не принимают во внимание и испытание повторяют на новых образцах.
3.6. Результаты испытаний каждого образца в виде значений
вносят в
журнал испытаний и фиксируют в протоколе, прикладываемом к сертификату на
металлоконструкции. Величины
и
нормируются и служат критериями при выборе и
назначении толстолистового проката для изготовления фланцев. Значения других характеристик
и
факультативны и используются для накопления данных.
В журнал испытаний вносят также данные из сертификата металлургического заводаизготовителя металлоизделий: марку стали, номер партии, номер плавки, номер листа, химический
состав и механические свойства при обычных испытаниях.
ДОПОЛНЕНИЯ И ИЗМЕНЕНИЯ
"РЕКОМЕНДАЦИЙ ПО РАСЧЕТУ, ПРОЕКТИРОВАНИЮ, ИЗГОТОВЛЕНИЮ И МОНТАЖУ
ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ СТАЛЬНЫХ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ"
Содержание пункта 2.2 раздела ’’Материалы’’ заменяется на следующее.
2.2. Для фланцев элементов стальных конструкций, подверженных растяжению, изгибу или их
совместному действию, следует принять листовую сталь по ГОСТ 19903-74* с гарантированными
механическими свойствами в направлении толщины проката по ТУ 14-1-4431-88 классов 3-5 марок
09Г2С-15 и 14Г2АФ-15 (по ГОСТ 19282-73) или по ТУ 14-105-465-89 марки 14Г2АФ-15.
Допускается применение листовой стали электрошлакового переплава марки 16Г2АФШ по ТУ 14-11779-76 и 10 ГНБШ по ТУ 14-1-4603-89.
______________
Механические характеристики листовой стали марки 10ГНБШ толщиной 10-40 мм:
временное сопротивление
=52-70 кгс/мм , предел текучести
=40 кгс/мм ,
относительное удлинение
%, относительное сужение в направлении толщины ударная вязкость при температуре - 60 °С KCV не менее 8,0 кгс/см .
Содержание пункта 2.3 раздела ’’Материалы’’ заменяется на следующее.
%,
344

345.

2.3. Фланцы могут быть выполнены из листовой низколегированной стали марок С345, С375 по
ГОСТ 27772-88, при этом сталь должна удовлетворять следующим требованиям:
- категория качества стали (только для С345 и С375) - 3 или 4 в зависимости от требований к
материалу конструкции по СНиП II-23-81*;
- относительное сужение стали в направлении толщины проката
для одного из трех образцов
%.
%, минимальное
Проверку механических свойств стали в направлении толщины проката осуществляет завод
строительных стальных конструкций по методике, изложенной в приложении 8.
Содержание пункта 2.5 раздела "Материалы" заменяется на следующее.
2.5. Качество стали для фланцев по характеристикам сплошности в зонах шириной 80 мм
симметрично вдоль оси симметрии каждого из элементов профиля, присоединяемого к фланцу,
должно удовлетворять требованиям в таблице 1.
Контроль качества стали методами ультразвуковой дефектоскопии осуществляет завод
строительных конструкций. На рисунке в качестве примера показаны зоны контроля стали фланцев
для соединений элементов открытого и замкнутого профилей.
Таблица 1
Зона
дефектоскопии
Характеристика сплошности
Площадь несплошности, см
Контролируема
я зона фланцев
Минимальная
учитываемая
Максимальна
я
учитываемая
0,5
1,0
Допустимая
частота
несплошностей
Максимальная
допустимая
протяженность
несплошности
Минимальное
допустимое
расстояние
несплошностями
10 м
4 см
10 см
_________________
* Текст соответствует оригиналу. - Примечание изготовителя базы данных.
Оценку качества стали фланцев марки 10ГНБШ по характеристикам сплошности можно
осуществлять по дефектограммам, прилагаемым заводом-поставщиком стали к каждому листу. При
удовлетворении требований, указанных в таблице 1, ультразвуковую дефектоскопию завод
строительных конструкций не выполняет.
345

346.

Электронный текст документа
подготовлен ЗАО "Кодекс" и сверен по:
/ Министерство монтажных и специальных
строительных работ СССР. М.: ЦБНТИ Минмонтажспецстроя СССР, 1989
346

347.

347

348.

348

349.

349

350.

ВЫВОДЫ по использованию продольной надвижки
пролетного строения с применением катковых перекаточных и плавучих опор при восстановлении
разрушенных мостов в Киевской Руси с использованием
опыта Ливана, Вьетнама, Югославии, Афганистана,
Чеченской Республики, Армении по востановлению
разрушенных железнадорожных мостов во время боевых
действий и их восстановленние, согласно изобретениям
проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№1143895, 1168755,
1174616, 165076, 154506, 2010136746 с учетом сдвиговой
прочности, для обеспечения демпфирования, при
динамических и импульсных растягивающих нагрузках в
ПК SCAD для Способ бескрановой установки опор при
восстановлении разрушенных железнодорожных мостов в
Киевской Руси с использованием связей Кагановского и
тормозной лебедки, с учетом сдвиговой прочности, для
обеспечения демпфирования, при динамических и
импульсных растягивающих нагрузках, предназначенных
для восстановления разрушенных железнодорожных мостах,
путепроводов с креплением на фрикционо-подвижных с
учетом сдвиговой прочности пролетного строения моста ,
которые крепились с помощью фрикционных протяжных
демпфирующих компенсаторов (ФПДК) с контролируемым
натяжением, расположенных в длинных овальных
отверстиях и их программная реализация в SCAD Office ,
согласно заявки на изобретение № а 20210051 от 02.03.2021
"Спиральная сейсмоизолирующая опора с упругими
демпферами сухого трения", и изобретенными в USSR в
ЛИИЖТе проф дтн А.М.Уздиным № а20210217 от
23.09.2021 "Фланцевое соединение растянутых элементов
трубопровода со скошенными торцами", №№ 1143885,
1168755, 1174616, 2010136746, 154506
350

351.

https://disk.yandex.ru/d/uCnYkTeE5Lb6Lw https://pptonline.org/1006874
Приложение видеоролики проведенных лабораторных
испытаний в СПб ГАСУ организацией "Сейсмофонд" при
СПб ГАСУ и разработкой специальных технических
условий по способ продольной надвижки пролетного
строения с применением катковых - перекаточных и
плавучих опор при восстановлении разрушенных мостов в
Киевской Руси с использованием опыта Ливана, Вьетнама,
Югославии, Афганистана, Чеченской Республики, Армении
по востановлению разрушенных железнадорожных мостов
во время боевых действий и их восстановленние, согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№1143895,
1168755, 1174616, 165076, 154506, 2010136746
https://ok.ru/video/3306247162582
https://www.youtube.com/watch?v=U4aUmrOeVbc
https://disk.yandex.ru/i/6fYbE0M9Z1_F8Q
https://ok.ru/video/3306263022294
https://ok.ru/video/3306312764118
https://disk.yandex.ru/i/PcwhOMxy4yD6cQ
https://ok.ru/video/editor/3306401696470
https://ok.ru/video/3306431122134
https://ok.ru/video/3306475031254
https://ok.ru/video/3306504981206
https://ok.ru/video/3306548628182
https://www.youtube.com/watch?v=ygg1X5qI-0w
https://ok.ru/video/editor/3306596797142
https://ok.ru/video/3306645424854 Редактор газеты «Земля
РОССИИ» Быченок Владимир Сергеевич, позывной «ВДВ»,
спецподразделение «ГРОМ», бригада "Оплот" г.
Дебальцево, ДНР, Донецкая область. 1992 г.р, участвовал в
обороне города Иловайск http://www.gazetazemlyarossii6.narod.
351

352.

352

353.

353

354.

354

355.

355

356.

356

357.

357

358.

358

359.

359

360.

360

361.

361

362.

362

363.

363

364.

364

365.

365

366.

366

367.

367

368.

368

369.

369

370.

++++++++
Метод предельного равновесия для расчета стаически
неопредлелимых железобетонных конструкций. Теория и
практика.
Расчет по методу предельного равновесия (далее МПР)
позволяет, как уже известно, вскрыть резервы прочности
конструкций за счет учета пластических и других неупругих
свойств материалов. В результате расчеты статически
неопределимых конструкций по МПР являются более выгодными,
чем по упругой стадии, и могут приводить к экономии материалов.
Экономичность МПР зависит от большого ряда факторов, в
числе которых наиболее важную роль играет степень статической
неопределимости конструкции.
Рассмотрим дважды статически неопределимую балку,
изображенную на рис.1.
Рис.1.
Балка обладает одинаковой прочностью на изгиб по всей
длине. На рис.1 показана эпюра изгибающих моментов в упругой
стадии от нагрузки q=1.
370

371.

Рис.2.
371

372.

С точки зрения расчета системы как упругой данная нагрузка
является разрушающей - обозначим ее как qу (рис.2). Пластические
шарниры образуются на опорах. Следовательно, значение этой
разрушающей нагрузки будет:
_ 12Мт
Где Мт - опорный момент.
Между тем балка работала до сих пор только в пределах
упругой стадии. Она сохранила свою геометрическую
неизменяемость и способна поэтому нести дополнительную
нагрузку вплоть до образования третьего - пролетного шарнира.
Пролетный шарнир возникает тогда, когда с ростом нагрузки
момент в середине пролета тоже достигнет величины:
Мт = ^.
12
Для этого он после окончания упругой стадии должен
возрасти на величину:
12 z
q тy lт Мт
ДМт = Мт - _ о 12 2
После образования опорных пластических шарниров балку
при работе ее на
т
дополнительную нагрузку Aq можно рассматривать как статически
определимую
вследствие чего имеем рис.3.
Пи
372

373.

М
8
т /Рис.3.
2=Ж/
A ql 2
АМт = —
—
т
8
Откуда
I2
Aq
=
I2
8 ДМт 4 Мт
373

374.

XIII Всероссийский съезд по фундаментальным проблемам теоретической и прикладной механики,
Санкт-Петербург, 21-25 августа 2023 года. С.
В результате несущая способность рассматриваемой
балки, определенная по методу предельного равновесия, т.е. с
учетом пластических деформаций, превышает вычисленную
в предположении работы балки как упругой системы на
величину, равную:
Аа
Мт Мт
— 100 = (4-f: 12-^)100
=
33% qy
£z tz
Показательны опыты, доказывающие эту теорию, по
испытанию плит выполненные Б.Г. Кореневым под
руководством А.А. Гвоздева в 1939 г. А так же более поздние
испытания различных конструкций выполненные С.М.
Крыловым.
В [3] на примере двухпролетной статически
неопределимой балки экспериментально получено значение
перераспределения моментов 30%.
В целом все эти опыты свидетельствуют, что причиной
перераспределения усилий служит вся сумма неупругих
деформаций, возникающих в бетоне, арматуре и конструкции
в целом при работе ее в стадии предельного равновесия.
Список литературы:
Кальницкий А.А. Расчет статически неопределимых
железобетонных
конструкций
с
учетом
перераспределения усилий. Издательство литературы
по строительству. Москва 1970.
8. Крылов С.М. Перераспределение усилий в статически
неопределимых
железобетонных
конструкциях.
Научно-исследовательский
институт
бетона
и
железобетона.
Издательство
литературы
по
строительству. Москва — 1964.
7.

375.

9.
Крылов С.М. К вопросу о расчете железобетонных
неразрезных балок с учетом перераспределения
усилий.
НИИЖБ
"Исследования
по
теории
железобетона" Госстройиздат Москва 1960г. Труды
института Выпуск 17.
375