Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для пролетного строения моста МПК

1.

Спец вест. армейской газеты «Армия Защит Отечества" № 18 10.12.2023
ОО
«Сейсмофонд» СПб ГАСУ, Творческий Союз Изобретателей, ПГУПС, (СПб) ,Россия (812) 694-78-10
Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционо подвижных соединений для
пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L 23 /00 Е 04H 9/ 02 ( 2022115073/20 (
031614) от 02.06.2022

2.

3.

4.

Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционо подвижных соединений
для пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L 23 /00 Е 04H 9/ 02 (
2022115073/20 ( 031614) от 02.06.2022 Обеспечение сейсмостойкости железнодорожных
мостов с использованием телескопических опор на упругих фрикционно-подвижных соединения с
ограничителями перемещений в котором имеется упругопластичный шарнир

5.

Испытательного центра СПб ГАСУ, аккредитован Федеральной службой по аккредитации
(аттестат № RA.RU.21СТ39, выдан 27.05.2015), ОО "Сейсмофонд" ОГРН: 1022000000824
ации
ФГБОУ СПб ГАСУ № RA.RU.21СТ39 от 27.05.2015, 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4, ФГБОУ ВПО ПГУПС № SP01.01.406.045 от 27.05.2014, 190031, СПб,
Московский пр.9, ОО «Сейсмофонд» ИНН: 2014000780
Авторы изобртения полезная модель Опора сейсмоизолирующая гармошка регистрационный номер ФИПС 2018129421 20
047400 от 10 августа 2018

6.

Егорова Ольга Александровна
Кадашов Александр Иванович
Темнов Владимир Григорьевич
Уздин Александр Михайлович

7.

Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционо подвижных
соединений для пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L 23 /00
04H 9/ 02 ( 2022115073/20 ( 031614) от 02.06.2022
Е
Испытательного центра СПб ГАСУ, аккредитован Федеральной службой по аккредитации (аттестат № RA.RU.21СТ39, выдан 27.05.2015), ОО "Сейсмофонд" ОГРН:
1022000000824
ФГБОУ СПб ГАСУ № RA.RU.21СТ39 от 27.05.2015, 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4, ФГБОУ ВПО ПГУПС № SP01.01.406.045 от 27.05.2014, 190031, СПб,
Московский пр.9, ОО «Сейсмофонд» ИНН: 2014000780

8.

Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционо подвижных соединений
для пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L 23 /00 Е 04H 9/ 02 (
2022115073/20 ( 031614) от 02.06.2022

9.

Обеспечение сейсмостойкости железнодорожных мостов с использованием телескопических опор на упругих фрикционно-подвижных соединения с ограничителями
перемещений в котором имеется упругопластичный шарнир

10.

11.

12.

13.

14.

15.

16.

17.

18.

Справки по тел (994) 434-44-70, (911) 175-84-65, ( 951) 644-16-48, (921) 962-67-78, (996) 798-26-54
[email protected]
[email protected] [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
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
Испытательного центра СПбГАСУ, аккредитован Федеральной службой по аккредитации (аттестат № RA.RU.21СТ39, выд. 27.05.2015), организация"Сейсмофонд"
при СПб ГАСУ ОГРН: 1022000000824
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 https://www.spbstu.ru [email protected] с[email protected] [email protected]
(994) 434-44-70, (996) 798-26-54, (921) 962-67-78 (аттестат № RA.RU.21ТЛ09, выдан 26.01.2017)
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"

19.

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

20.

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

21.

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 фрикционноподвижных 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

22.

компенсатор, которые гасят, сдвиговые напряжения для быстро собираемых, на
антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях , для отечественного
сборно–разборного железнодорожного армейского моста «Уздина»
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://pptonline.org/1162626 https://disk.yandex.ru/d/iCyG5b6MR568RA

23.

Зато, западные партнеры из блока НАТО , уже внедрили похожие изобретения проф дтн ПГУПС Уздина А М. по
использованию сдвигового компенсатора под названием армейский Bailey bridge при использовании сдвиговой нагрузки,
по заявке на изобретение № 2022111669 от 27.04.2022 входящий ФИПС 024521 "Конструкция участка постоянного
железобетонного моста неразрезной системы" , № 2021134630 от 06.05.2022 "Фрикционно-демпфирующий компенсатор
для трубопроводов", а20210051 от 29 июля 2021 Минск "Спиральная сейсмоизолирующая опора с упругими демпферами
сухого терния" . № а 20210217 от 23 сентября 2021, Минск " Фланцевое соединение растянутых элементов трубопровода
со скошенными торцами"
Однако, на переправе Северский Донец из выжило очень мало русский солдат. В Луганской области при форсировании реки
Северский Донец российская армия потеряла много военнослужащих семьдесят четвёртой мотострелковой бригады из-за
отсутствия на вооружение наплавных ложных мостов , согласно изобретениям № 185336, № 77618. Об этом сообщил
американский Институт изучения войны. "11 мая украинская артиллерия с гаубиц М 777 уничтожила российские понтонные
мосты и плотно сконцентрированные вокруг них российские войска и технику, в результате чего, как сообщается, погибло
много русских 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;

24.

возможность перекрытия пролетов 18,6, 25,6, 32,6 м с габаритами ездового полотна 4,2 м при
однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде. Паспортная грузоподъемность обозначена как 40 т при
однопутном проезде и 60 т при двухпутном проезде.
Так как по ряду геометрических и технических параметров конструкции САРМ не в полной мере
соответствуют требованиям современных норм для капитальных мостов, то применение их
ориентировано в основном как временных.
Следует отметить, что при незначительной доработке - постановке современных ограждений и
двухпутной поперечной компоновке секций для однополосного движения можно добиться соответствия
требуемым геометрическим параметрам ездового полотна и общей грузоподъемности для мостов на
дорогах общего пользования IV и V технической категории.
В статье рассматривается конструктивная особенность штыревых монтажных соединений секций
разборного пролетного строения как фактор, определяющий грузоподъемность, характер общих
деформаций и в итоге влияющий на транспортно- эксплуатационные характеристики мостового
сооружения.
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.

25.

Ключевые слова: пролетное строение; нижний пояс; верхний пояс; штыревое соединение; проушина;
прочность; прогиб, методом оптимизации и идентификации статических задач теории устойчивости надвижного
армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил в ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в механике
деформируемых сред и конструкций с учетом сдвиговой прочности при математическом моделировании.
Введение
Наряду с постоянными, капитальными мостами на автомобильных дорогах общего пользования
востребованы сооружения на дорогах временных, объездных, внутрихозяйственных с приоритетом сборноразборности и мобильности конструкций надвижного армейского моста (жесткостью) при действии проперченных
сил в ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в механике деформируемых сред и конструкций с учетом сдвиговой прочности
при математическом моделировании методом оптимизации и идентификации статических задач теории
устойчивости надвижного армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил в ПK SCAD СП 16.1330.2011.
SCAD п.7.1.1 в механике деформируемых сред и конструкций с учетом сдвиговой прочности при математическом
моделировании.
.
Прокладка новых дорог, а также ремонты и реконструкции существующих неизбежно сопровождаются
временными мостами, первоначально пропускающими движение основной магистрали или решающими
технологические задачи строящихся сооружений. Подобные сооружения могут быть пионерными в
развитии транспортных сетей регионов с решением освоения удаленных сырьевых районов.

26.

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

27.

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.7.1.1- антисейсмическое 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-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,

28.

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 НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ
ТОМИЛОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ 1
1
ФГБОУ ВО «Тихоокеанский государственный университет», Хабаровск Россия
https://elibrary.ru/item.asp?id=43813437
Временные мосты необходимы для обеспечения движения при возведении или ремонте (реконструкции)
капитальных мостовых сооружений, оперативной связи прерванных путей в различных аварийных
ситуациях, для разовых или сезонных транспортных сообщений.
В мостах такого назначения целесообразны мобильные быстровозводимые конструкции многократного
применения. Инвентарные комплекты сборно-разборных мостов разрабатывались и производились прежде

29.

всего в интересах военного ведомства, но в настоящее время широко востребованы и применяются в
гражданском секторе мостостроения в силу их экономичности, мобильности, доступности в
транспортировке. Среди прочих, в том числе и современных разборных конструкций мостов, особое место
занимает средний автомобильный разборный мост (САРМ), разработанный в 1968 г. и модернизированный
в 1982 г. для нужд Минобороны СССР. В процессе вывода накопленных на хранении комплектов САРМ в
гражданский сектор строительства выяснилась значительная востребованность этих конструкций,
обусловленная следующими их преимуществами: полная укомплектованность всеми элементами моста,
включая опоры; возможность перекрытия пролетов 18,6, 25,6, 32,6 м с габаритами ездового полотна 4,2 м при
однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде...
Однако, смотрите ссылку антисейсмический сдвиговой фрикционнодемпфирующий компенсатор, фрикци-болт с гильзой, для соединений
секций разборного моста https://ppt-online.org/1187144
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

30.

мостостроения в силу их экономичности, мобильности, доступности в транспортировке и
многократности применения *9; 10+.
Среди описанных в таблице 1 инвентарных комплектов мостов особое место занимает САРМ (средний
автомобильный разборный мост) 4 . Разработанный в 1968 г. и модернизированный в 1982 г. инвентарный
комплект позволяет перекрывать пролеты 18,6, 25,6 и 32,6 м с габаритом ездового полотна 4,2 м при
однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде (рисунок 1). Удобный и эффективный в применении комплект
САРМ в процессе вывода накопленных на хранении конструкций в гражданский сектор строительства
показал значительную востребованность, обусловленную, кроме отмеченных выше преимуществ также и
полную укомплектованность всеми элементами моста, включая опоры. Факт широкого применения
конструкций САРМ в гражданском мостостроении отмечен тем, что федеральное дорожное агентство
«Росавтодор» в 2013 году выпустило нормативный документ ОДМ 218.2.029 - 20135, специально
разработанный для применения этого инвентарного комплекта.
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 2680420128. 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.

31.

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.

32.

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

33.

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).

34.

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 2. Двухсекционная компоновка поперечного сечения пролетного строения (разработано автором)

35.

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.

36.

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)
где Ry = 295 МПа - расчетное сопротивление стали 15ХСНД; I - момент инерции сечения секции
относительно оси изгиба; - максимальная ордината расчетного сечения относительно оси изгиба.

37.

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 3. Поперечное сечение секции пролетного строения САРМ с выделением продольных элементов с
функциями верхнего и нижнего пояса при изгибе (разработано автором)
Данные расчета по (1) приведены в таблице 2.

38.

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).

39.

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

40.

Рисунок 4. Схема стыка секций пролетного строения
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

41.

Напряжение сдвига в штыре превосходит расчетное сопротивление стали, а напряжение смятия в
контакте штырь-проушина превосходит как расчетное сопротивление, так и предел текучести, что
означает невыполнение условия прочности, выход металла за предел упругости и накопление пластических
деформаций при регулярном и неорганизованном воздействии временной нагрузки А11.
Практическое наблюдение
В организациях, применяющих многократно использованные конструкции САРМ, отмечают
значительные провисы (прогибы в незагруженном состоянии) пролетных строений, величина которых для
длин 32,6 м доходит до 0,10-0,15 м. Это создает искажение продольного профиля ездового полотна и
негативно влияет на пропускную способность и безопасность движения. При этом визуально по линии
прогиба отчетливо наблюдаются переломы в узлах штыревых соединений секций. При
освидетельствовании таких пролетных строений отмечается повышенный зазор между штырем и
отверстием (рисунок 6).

42.

Рисунок 6. Повышенный зазор в штыревом соединении секций пролетного строения САРМ (разработано
автором)
Смещения в штыревых соединениях, обусловленные пластическими деформациями перенапряженного
металла, определяют величину общих деформаций (прогибов) пролетных строений (рисунок 7).

43.

Рисунок 7. Схема общих деформаций вследствие смещения в штыревых соединениях (разработано
автором)

44.

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 временного моста величиной в пределах 130-150 мм в середине
пролета, что вызвало беспокойство организаторов строительства. При обследовании была установлена
выработка всех штыревых соединений главных ферм в среднем на 2,5 мм сверх номинального 1 мм.
Таким образом смещение (подвижка) на одно соединение с0 = с1 + с2 = 1 + 2,5 = 3,5 мм, а так как в уровне
верхнего пояса в качестве связующего элемента применена продольная тяга с двумя отверстиями и двумя
расположенными последовательно штырями, то суммарное смещение, отнесенное к уровню нижнего
пояса с = 3,5-3 = 10,5 мм.
Далее следуют вычисления по формулам (5) при а = 1,37 м; h = 7,0 м; I2 = 5,8 м.
а = arcsin 0,0105 = 0,205o; а = 2 • 0,205 = 0,41o; xi = 7,0 • sin 0,41 = 0,05 м;

45.

2 2 • 1,47
1
2а = 2 • 0,41 = 0,82o; x2 = 5,8 • sin 0,82o = 0,083 м.
Полная величина прогиба f = Х1 + Х2 = 0,05 + 0,083 = 0,133 м, что вполне согласуется с фактически
замеренными величинами f.
Заключение по использованию упругопластического сдвигового компенсатора
гасителя сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических
фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного
армейского моста
1. Штыревые монтажные соединения секций разборного пролетного строения
временного моста позволяют существенно ускорить процесс возведения и
последующей разборки конструкций, однако при этом являются причиной
увеличения общих деформаций пролетного строения, кроме упругопластического
сдвигового компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для быстрособираемых
на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного
железнодорожного армейского моста проф дтн ПГУПС А.М.Уздина

46.

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

47.

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

48.

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

49.

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

50.

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

51.

52.

Сейсмические требования к стальному каркасу 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

53.

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

54.

55.

56.

57.

58.

59.

60.

61.

62.

63.

64.

65.

66.

67.

68.

69.

70.

71.

72.

73.

74.

Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционо подвижных соединений
для пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L 23 /00 Е 04H 9/ 02 (
2022115073/20 ( 031614) от 02.06.2022
HTTP://WWW.DAILYMOTION.CO
M/VIDEO/X3M2IYL_KTPKOMPLEKSNIETRANSFORMATORNIEPODSTANTSII-SIGNALATTESTATSIYASEISMOUSTOYCHIVOSTI_TECHД
АТА ПОСТУПЛЕНИЯ
оригиналов документов заявки
(86)
(21) РЕГИСТРАЦИОННЫЙ №
ВХОДЯЩИЙ №
(85) ДАТА ПЕРЕВОДА международной заявки на национальную фазу
(регистрационный номер международной заявки и дата
международной
подачи,
установленные
получающим
ведомством)
АДРЕС ДЛЯ ПЕРЕПИСКИ (полный почтовый адрес, имя или наименование
адресата)
197371, СПб, пр.Королева д.30, к.1 кв 135
Телефон: (812) 694-78-10
(87)
E-mail:
Факс: (812) 694-78-10
[email protected] (921) 944-67-10
(номер и дата международной публикации международной
заявки)
ЗАЯВЛЕНИЕ
о выдаче патента Российской Федерации
на полезную модель
В Федеральную службу по интеллектуальной собственности
Бережковская наб., 30, корп.1, Москва, Г-59, ГСП-3, 125993
Антисейсмическое фланцевое
соединение фрикционо подвижных соединений для
пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L 23
(54) НАЗВАНИЕ ПОЛЕЗНОЙ МОДЕЛИ

75.

/00
Е 04H 9/ 02 ( 2022115073/20 ( 031614) от
02.06.2022
(71) ЗАЯВИТЕЛЬ (Указывается полное имя или наименование (согласно учредительному документу),
место жительство или место нахождения, включая официальное наименование страны и полный
почтовый адрес)
ОГРН
ОО "Сейсмофонд" - общественная организация Фонд поддержки и развития
сейсмостойкого строительства "Защита и безопасность городов" А.И.Коваленко
1037858030187
197371, СПб, пр Королева дом 30 корпус 1 кв 135 [email protected]
[email protected] тел /факс (812) 694-78-10 (921) 944-67-10
[email protected]
Указанное лицо является
государственным заказчиком
муниципальным заказчиком,
исполнитель работ____________________________________________________________
КОД страны по стандарту
( указать наименование)
исполнителем работ по
государственному
ВОИС ST. 3
муниципальному контракту,
заказчик работ ______________________________________________________________
(если он установлен)
( указать наименование)
Контракт от _________________________ № _________________________________________
(74) ПРЕДСТАВИТЕЛЬ(И) ЗАЯВИТЕЛЯ
Является
Указанное(ые) ниже лицо(а) назначено(назначены) заявителем(заявителями) для ведения дел по
получению патента от его(их) имени в Федеральной службе по интеллектуальной собственности
Фамилия, имя, отчество (если оно имеется)
Факс:
Иным представителем
Адрес:
E-mail:
Телефон:
Срок представительства
Регистрационный (е)
номер (а) патентного(ых)
поверенного(ых)
(заполняется в случае назначения иного представителя без представления доверенности)
Бланк заявления ПМ
Патентным(и) поверенным(и)
лист 1
(72) Автор (указывается полное имя)
Полный почтовый адрес места жительства,
включающий официальное наименование

76.

страны и ее код по стандарту ВОИС ST. 3
Ветеран боевых действий удостоверение выдано Минстроем
ЖКХ России серия БД № 404894 дата выдачи 26 июля 2021
С.В.Ивановой младший сержант в/ч ВСО -597, инвалид первой
группы по общим заболеваниям. Справка серия МСЭ -2018 №
0053258 ( за подписью Руководителя медико-социальной
экспертизы Цвелевой Н.И ) Коваленко Александр Иванович
197371, СПб, пр. Королева дом 30, кор.
1, кв 135 т/ф (812) 694-78-10
https://t.me/resistance_test (921) 94467-10, (921) 962-67-78, (911) 175-84-65,
[email protected]
[email protected]
mir22022056305393332bk.ru
[email protected]
Ходатайство Я Ветеран боевых действий удостоверение выдано Минстроем ЖКХ России серия БД №
404894 дата выдачи 26 июля 2021 С.В.Ивановой младший сержант в/ч ВСО -597, инвалид первой
группы по общим заболеваниям. Справка серия МСЭ -2018 № 0053258 ( за подписью Руководителя
медико-социальной экспертизы Цвелевой Н.И ) Коваленко Александр Иванович , прошу освободить
от патентной пошли , как ветеран боевых действий [email protected] [email protected]
______________________________________________________________________________________
(полное имя)
прошу не упоминать меня как автора при публикации сведений
о заявке
о выдаче патента.
Подпись автора
ПЕРЕЧЕНЬ ПРИЛАГАЕМЫХ ДОКУМЕНТОВ:
Кол-во л. в 1 экз.
Кол-во экз.
описание полезной модели
7
2
формула полезной модели
1
2

77.

чертеж(и) и иные материалы
2
2
реферат
1
2
документ об уплате патентной пошлины (указать)
1
1
документ, подтверждающий наличие оснований
для освобождения от уплаты патентной пошлины
для уменьшения размера патентной пошлины
для отсрочки уплаты патентной пошлины
копия первой заявки
(при испрашивании конвенционного приоритета)
перевод заявки на русский язык
доверенность
другой документ (указать)
Фигуры чертежей, предлагаемые для публикации с рефератом ______________________________________________
(указать)
Бланк заявления ПМ
лист 2

78.

ЗАЯВЛЕНИЕ НА ПРИОРИТЕТ (Заполняется только при испрашивании приоритета более раннего, чем дата подачи заявки)
Прошу установить приоритет полезной модели по дате
1
подачи первой заявки в государстве-участнике Парижской конвенции по охране промышленной собственности
(п.1 ст.1382 Гражданского кодекса Российской Федерации) (далее - Кодекс)
2
поступления дополнительных материалов к более ранней заявке (п.2 ст. 1381 Кодекса)
3
подачи более ранней заявки (п.3 ст.1381 Кодекса)
(более ранняя заявка считается отозванной на дату подачи настоящей заявки)
4
подачи/приоритета первоначальной заявки (п. 4 ст. 1381 Кодекса), из которой выделена настоящая заявка
№ первой (более ранней, первоначальной) заявки
Дата
испрашиваемого
приоритета
(33) Код страны подачи
по стандарту
ВОИС ST. 3
(при испрашивании конвенционного
приоритета)
1.
2.
3.
ХОДАТАЙСТВО ЗАЯВИТЕЛЯ:
начать рассмотрение международной заявки ранее установленного срока (п.1 ст. 1396 Кодекса)

79.

Подпись
Ветеран боевых действий удостоверение выдано Минстроем ЖКХ России серия БД № 404894 дата
выдачи 26 июля 2021 С.В.Ивановой младший сержант в/ч ВСО -597, инвалид первой группы по общим
заболеваниям. Справка серия МСЭ -2018 № 0053258 ( за подписью Руководителя медико-социальной
экспертизы Цвелевой Н.И )? редактор национально патриотического ИА "Русская Народная Дружина
А.И.Коваленко 10.12.2023 https://t.me/resistance_test [email protected]
[email protected] [email protected] [email protected] (911) 175-84-65 (921) 962-67-78
Подпись заявителя или патентного поверенного, или иного представителя заявителя, дата подписи (при подписании от
имени юридического лица подпись руководителя или иного уполномоченного на это лица удостоверяется печатью)
Бланк заявления ПМ
лист 3
Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционо- подвижных соединений
для пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L 23 /00 Е 04H 9/ 02 (
2022115073/20 ( 031614) от 02.06.2022
РЕФЕРАТ
Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для пролетного
строения моста трубопроводов
Е04Н9/02 ( Дополнение незаконно отозванной ФИПС по заявке на
изобретение № 2018105803 /20 (008844) от 27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение
фрикционно-подвижных соединений для пролетного строения моста т Е04Н9/02 предназначена
для защиты объектов от сейсмических воздействий за счет использования фрикционно податливых

80.

соединений. Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для
пролетного строения моста Е04Н9/02 ( Дополнение незаконно отозванной ФИПС по заявке на
изобретение № 2018105803 /20 (008844) от 27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение
фрикционно-подвижных соединений для пролетного строения моста Е04Н9/02 состоит из
петлеобразного компенсатора в котором выполнено вертикальное отверстие охватывающее
трубчатого или квадратного поверхности штока. В петлеобразном компенсаторе для трубопроводов
состоящих из трубчатых составных на болтовых соединения уголков , ломаной трубе ,
перпендикулярно вертикальной оси, выполнены отверстия в которых установлен запирающий
калиброванный болт. Вдоль оси компенсатора выполнены много пазов шириной <Z> и длиной <l>
которая превышает длину <H> от торца трубчатого компенсатора до нижней точки паза, выполненного
в штоке. Ширина паза в штоке пролетного строения моста соответствует диаметру калиброванного
болта. Для сборки петлеобразного компенсатора , шток сопрягают с отверстием гнутой п-образной
трубы (уголка) , при этом паз штока-компенсатора пролетного строения моста, совмещают с
поперечными отверстиями петлеобразного компестора для трубопровода и соединяют болтом, после
чего одевают гайку и затягивают до заданного усилия. Увеличение усилия затяжки приводит к
уменьшению зазора <Z> компенсатора пролетного строения моста , увеличению сил трения в
сопряжении корпус петлеобразного трубчатого компенсатора и к увеличению усилия сдвига при
внешнем воздействии.( фигуры к заявке на изобретения исключаются, вставляется ссылка , где можно
ознакомится в социальной сети ) .
Е04Н9/02
Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для
пролетного строения моста Е04Н9/02 ( Дополнение незаконно отозванной ФИПС по заявке на
изобретение № 2018105803 /20 (008844) от 27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение
фрикционно-подвижных соединений пролетного строения моста " Е04Н9/02 )

81.

Предлагаемое техническое решение предназначено для защиты сооружений, объектов и оборудования от
сейсмических воздействий за счет использования фрикционно податливых
соединений. Известны
фрикционные соединения для защиты объектов от динамических воздействий. Известно, например Болтовое
соединение плоских деталей встык по Патенту RU 1174616 , F15B5/02 с пр. от 11.11.1983. Соединение
содержит металлические листы, накладки и прокладки. В листах, накладках и прокладках выполнены
овальные отверстия через которые пропущены болты, объединяющие листы, прокладки и накладки в пакет.
При малых горизонтальных нагрузках силы трения между листами пакета и болтами не преодолеваются.
С увеличением нагрузки происходит взаимное проскальзывание листов или прокладок относительно
накладок контакта листов с меньшей шероховатостью. Взаимное смещение листов происходит до упора болтов
в края овальных отверстий после чего соединения работают упруго. После того как все болты соединения
дойдут до упора в края овальных отверстий, соединение начинает работать упруго, а затем происходит
разрушение соединения за счет смятия листов и среза болтов. Недостатками известного являются:
ограничение демпфирования по направлению воздействия только по горизонтали и вдоль овальных
отверстий; а также неопределенности при расчетах из-за разброса по трению. Известно также Устройство для
фрикционного демпфирования антиветровых и антисейсмических воздействий по Патенту TW201400676(A)2014-01-01. Restraint anti-wind and anti-seismic friction damping device, E04B1/98, F16F15/10.
Устройство содержит базовое основание, поддерживающее защищаемый объект, нескольких сегментов
(крыльев) и несколько внешних пластин. В сегментах выполнены продольные пазы. Трение демпфирования
создается между пластинами и наружными поверхностями сегментов. Перпендикулярно вертикальной
поверхности сегментов, через пазы, проходят запирающие элементы-болты, которые фиксируют сегменты и
пластины друг относительно друга. Кроме того, запирающие элементы проходят через блок поддержки, две
пластины, через паз сегмента и фиксируют конструкцию в заданном положении. Таким образом получаем
конструкцию опоры, которая выдерживает ветровые нагрузки но, при возникновении сейсмических нагрузок,
превышающих расчетные силы трения в сопряжениях, смещается от своего начального положения, при этом
сохраняет конструкцию без разрушения.

82.

Недостатками указанной конструкции являются: сложность конструкции и сложность расчетов из-за наличия
большого количества сопрягаемых трущихся поверхностей.
Целью предлагаемого решения является упрощение конструкции, уменьшение количества сопрягаемых
трущихся поверхностей до одного сопряжения отверстие корпуса-цилиндр штока, а также повышение точности
расчета.
Сущность предлагаемого решения заключается в том, что опора сейсмостойкая выполнена из двух частей:
нижней-корпуса, закрепленного на фундаменте и пролетного строения моста установленного с
возможностью перемещения вдоль общей оси и с возможностью ограничения перемещения за счет
деформации корпуса под действием запорного элемента.
Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для пролетного строения
моста
Е04Н9/02 ( Дополнение незаконно отозванное ФИПС по заявке на изобретение № 2018105803 /20
(008844) от 27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений
для пролетного строения моста" Е04Н9/02 предназначена для защиты объектов от сейсмических
воздействий за счет использования фрикционно податливых соединений. Антисейсмическое фланцевое
соединение фрикционно-подвижных соединений для пролетного строения моста Е04Н9/02 (
Дополнение незаконно отозванной ФИПС по заявке на изобретение № 2018105803 /20 (008844) от
27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для
пролетного строения моста " Е04Н9/02 состоит из сдвигового компенсатора в котором выполнено
вертикальное отверстие охватывающее цилиндрическую поверхность штока. В петлеобразном компенсаторе
для пролетного строения моста состоящих из трубчатых или замкнутых гнутосварных профилей типа
Молодечно серия 1.460.3-14 ГПИ "Ленпроектстальконструкция" составных на болтовых соединения уголков ,
ломаной трубе , перпендикулярно вертикальной оси, выполнены отверстия в которых установлен
запирающий калиброванный болт. Вдоль оси компенсатора выполнены два паза шириной <Z> и длиной <l>
которая превышает длину <H> от торца трубчатого компенсатора до нижней точки паза, выполненного в

83.

штоке. Ширина паза в штоке соответствует диаметру калиброванного болта. Для сборки петлеобразного
компенсатора , шток сопрягают с отверстием гнутой п-образной трубы (уголка) , при этом паз штокакомпенсатора совмещают с поперечными отверстиями петлеобразного компестора для трубопровода и
соединяют болтом, после чего одевают гайку и затягивают до заданного усилия. Увеличение усилия затяжки
приводит к уменьшению зазора <Z> "петлеобразного" компенсатора , увеличению сил трения в сопряжении
корпус петлеобразного трубчатого компенсатора и к увеличению усилия сдвига при внешнем воздействии.
В корпусе сдвигового компенсатора выполнено центральное отверстие, сопрягаемое с гнутого трубчатого
уголка -компенсатора трубчатого гнутого петлеобразного уголка трубы , и поперечные отверстия
(перпендикулярные к центральной оси) в которые устанавливают запирающий элемент-болт. Кроме того в
петлеобразном трубчатый компенсатора , параллельно центральной оси, выполнены два открытых паза,
которые обеспечивают корпусу возможность деформироваться в радиальном направлении. В теле
петлеобразного компенсатора - типа штока, вдоль центральной оси, выполнен паз ширина которого
соответствует диаметру запирающего элемента (болта), а длина соответствует заданному перемещению
штока-поворотного сдвигового ,трубчатого компенсатора . Запирающий элемент создает нагрузку в
сопряжении шток-отверстие корпуса, а продольные пазы обеспечивают возможность деформации
петлеобразного трубопроводного компенсатора для трубопроводов и «переход» сопряжения из состояния
возможного перемещения в состояние «запирания» с возможностью больших перемещения только под
сейсмической нагрузкой.
Сущность предлагаемой конструкции поясняется чертежами, где на фиг.1 изображен разрез А-А (фиг.2); на
фиг.2 изображен поперечный разрез Б-Б (фиг.1); на фиг.3 изображен разрез В-В (фиг.1); на фиг.4 изображен
выносной элемент 1 (фиг.2) в увеличенном масштабе, которые размещены в социальной сети и по названию
заявки на изобретения из можно найти К заявке фигуры не прикладываются и они исключены в описании на
изобретение
Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для пролетного строения
моста
Е04Н9/02 ( Дополнение незаконно отозванной ФИПС по заявке на изобретение № 2018105803 /20

84.

(008844) от 27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений
для пролетного строения моста " Е04Н9/02 состоит из трубчатого корпуса уголка 1 в котором выполнено
вертикальное отверстие диаметром «D», которое охватывает трубчатую или состающею из замкнутых
гнутосварных профилей типа Молодечно (Минская область) на внутренней поверхности трубчатого
сдвигового компенсатора 2 предварительно по подвижной посадке, например H7/f7.
В стенке корпуса перпендикулярно его оси, выполнено два отверстия в которых установлен запирающий
элемент-калиброванный болт 3. Кроме того, вдоль оси отверстия корпуса, выполнены два паза шириной «Z» и
длиной «l». В теле трубчатого уголка -штока вдоль оси выполнен продольный глухой паз длиной «h»
(допустмый ход трубчатого уголка- штока) соответствующий по ширине диаметру калиброванного болта,
проходящего через этот паз. В нижней части примыкающей трубчатого сдвигового уголка для трубопровода
корпуса 1 выполнен фланец с отверстиями для крепления на пролетномстроении моста , а в верхней части
пролетного строения моста компенсатор соединяется фермой -балкой с защищаемым объектом.
Сборка антисейсмического фланцевого соединения на фрикционно-подвижных соединений для
пролетного строения моста Е04Н9/02 ( Дополнение незаконно отозванной ФИПС по заявке на
изобретение № 2018105803 /20 (008844) от 27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение
фрикционно-подвижных соединений для трубопроводов" сдвигового компенсатора с большими
перемещениями заключается в том, что пролетное строение моста-компесатора сопрягается с
отверстием «D» трубчатого корпуса трубопроводного компенсатора по подвижной посадке и демпфированию
при сейсмических нагрузках . Паз пролетного строения моста совмещают с поперечными отверстиями
корпуса и соединяют калиброванным болтом , с шайбами , на с предварительным усилием (вручную)
навинчивают гайку 5, скрепляя шток уголка трубчатого компенсатора и второго трубчатого уголка сдвигового
петлеобразного компенсатора в положении при котором нижняя поверхность паза штока трубчатого
петлеобразного компенсатора контактирует с поверхностью болта (высота опоры максимальна). После этого
гайку затягивают тарировочным ключом до заданного усилия. Увеличение усилия затяжки гайки (болта)
приводит к деформации корпуса трубчатого компенсатора для магистральных теплотрасс , трубопроводов

85.

и уменьшению зазоров от «Z» до «Z1» в корпусе, что в свою очередь приводит к увеличению допустимого
усилия сдвига (усилия трения) в сопряжении отверстие петлеобразного корпуса – трубчатого из из трубчатых
уголков , трубопроводного компенсатора . Величина усилия трения в сопряжении пятлеобразного
сдвигового с большими перемещениями и приспособляемостью , демпфирующего компенсатора корпусшток зависит от величины усилия затяжки гайки (болта) и для каждой конкретной конструкции трубчатого
компенсатора для магистральных нефтегазотрубопроводов для шаровых кранов (компоновки, габаритов,
материалов, шероховатости поверхностей, направления нагрузок и др.) определяется экспериментально. При
воздействии сейсмических нагрузок превышающих силы трения в сопряжении петлеобразный из трубчатых
уголков компенсатор или корпус - пролетного строения моста компенсатора , происходит сдвиг
элементов уголков петлеобразного компенсатора для трубопроводов , в пределах длины паза выполненного
в соединительных элементов сдвигового компенсатора пролетного строения моста из составных
трубчатых уголков на болтовых соединениях , без разрушения самой конструкции пролетного строения
моста
Формула изобретения Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционо
подвижных соединений для пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L
23 /00 Е 04H 9/ 02 ( 2022115073/20 ( 031614) от 02.06.2022
Формула на изобретение Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных
соединений пролетного строения моста Е04Н9/02 ( Дополнение незаконно отозванной ФИПС по
заявке на изобретение № 2018105803 /20 (008844) от 27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое
соединение фрикционно-подвижных соединений для пролетного строения моста" Е04Н9/02 опора
сейсмостойкая Е04Н9

86.

Формула изобретение антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений
пролетного строения моста МПК F16L 27/2 для фланцевых демпфирующих крепления, в том
числе антисейсмического фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений пролетного
строения моста, растянутых элементов строительных конструкций антисейсмического
фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений пролетного строения с упругими
демпферами сухого трения с учетом сдвиговой прочности
1. Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений пролетного строения
моста, как и фланцевое соединение, растянутых элементов строительных конструкций пролетного строения
моста фермы-балки трехгранного типа с упругими демпферами сухого трения, демпфирующего косого
компенсатора для строительных конструкций и магистрального трубопровода , содержащая: фланцевое
соединение растянутых элементов компенсатор пролетного строения моста с упругими демпферами сухого
трения на фрикционно-подвижных болтовых соединениях, с одинаковой жесткостью с демпфирующий
элементов при многокаскадном демпфировании, для взрывозащиты и сейсмоизоляции строительных
конструкций железнодорожного моста и поглощение сейсмической энергии, в горизонтальнойи
вертикальной плоскости по лини нагрузки, при этом упругие демпфирующие- компенсаторы , выполнено в
виде фланцевого соединение растянутых элементов пролетного строения моста
2. Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений пролетного строения
моста, компенсатор - гаситель напряжений, фланцевое соединение растянутых элементов компенсатора с
упругими демпферами сухого трения , повышенной надежности с улучшенными демпфирующими свойствами,
содержащая , сопряженный с ним подвижный узел с фланцевыми фрикционно-подвижными соединениями и упругой
втулкой (гильзой), закрепленные запорными элементами в виде протяжного соединения контактирующих

87.

поверхности детали и накладок выполнены из пружинистого троса между контактирующими поверхностями, с
разных сторон, отличающийся тем, что с целью повышения надежности к колебаниям при больших нагрузках на
пролетное строение моста , для строительных конструкций, за счет демпферов сухого трения при
динамических колебаниях , за счет соединения, между собой с помощью фрикционно-подвижных соединений с
контрольным натяжением фрикци-болтов с тросовой пружинистой втулкой (гильзы) , расположенных в длинных
овальных отверстиях , с помощью фрикци-болтами с медным упругоплатичном, пружинистым многослойным,
склеенным клином или тросовым пружинистым зажимом , расположенной в коротком овальном отверстии верха
и низа косого или сдвигового демпфирующего компенсатора для пролетного строения моста
3. Способ работы компенсатора - гасителя динамических и сдвиговых напряжений, с использованием
фланцевого соединение растянутых элементов пролетного строения моста со скошенными и не скошенными
торцами с упругими демпферами сухого трения, для обеспечения несущей способности при пожаре и высокой
температуре строительных конструкций , трубопровода на фрикционно -подвижного соединения с
высокопрочными фрикци-болтами с тросовой втулкой (гильзой), включающий, контактирующие поверхности
которых предварительно обработанные, соединенные на высокопрочным фрикци- болтом и гайкой при
проектном значении усилия натяжения болта, устанавливают на элемент сейсмоизолирующей опоры (
демпфирующей), для определения усилия сдвига и постепенно увеличивают нагрузку на накладку до момента ее
сдвига, фиксируют усилие сдвига и затем сравнивают его с нормативной величиной показателя сравнения,
далее, в зависимости от величины отклонения, осуществляют коррекцию технологии монтажа
сейсмоизолирующей опоры, отличающийся тем, что в качестве показателя сравнения используют проектное
значение усилия натяжения высокопрочного фрикци- болта с медным обожженным клином забитым в
пропиленный паз латунной шпильки с втулкой -гильзы из стального тонкого троса , а определение усилия
сдвига на образце-свидетеле осуществляют устройством, содержащим неподвижную и сдвигаемую детали,
узел сжатия и узел сдвига, выполненный в виде рычага, установленного на валу с возможностью соединения его
с неподвижной частью устройства и имеющего отверстие под нагрузочный болт, а между выступом рычага и
тестовой накладкой помещают самоустанавливающийся сухарик, выполненный из закаленного материала.

88.

4. Способ по п.1, отличающийся тем, что при отношении усилия сдвига при огнестойком компенсаторе гасителе температурных напряжений, к проектному усилию натяжения высокопрочного фрикци-болта с
втулкой и тонкого стального троса в оплетке, диапазоне 0,54-0,60 корректировку технологии монтажа, сам
огнестойкий компенсатор, гаситель температурных напряжений , с использованием сдвиговой для перемещения
компенсатора, как перемещающегося по линии нагрузки , как косой компенсатор или не косого демпфирующего
огнестойкий компенсатор , при отношении в диапазоне 0,50-0,53 при монтаже увеличивают натяжение
болта, а при отношении менее 0,50, кроме увеличения усилия натяжения, дополнительно проводят обработку
контактирующих поверхностей фланцевого перемещающихся, сдвиговых соединение растянутых элементов
строительных конструкции или трубопровода со скошенными торцами с использованием цинконаполненной
грунтовокой ЦВЭС , которая используется при строительстве мостов https://vmpanticor.ru/publishing/265/2394/ http://docs.cntd.ru/document/1200093425.
5. Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для трубопроводов
Е04Н9/02 ( Дополнение незаконно отозванной ФИПС по заявке на изобретение № 2018105803 /20 (008844)
от 27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для
трубопроводов" Е04Н9/02 или петлеобразный трубчатый сейсмостойкий компенсатора , содержащий и состоящий
из фланцевых соединений , и фрикционно-подвижных соединений для трубопроводов
Е04Н9/02 (
Дополнение незаконно отозванной ФИПС по заявке на изобретение № 2018105803 /20 (008844) от
27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для
трубопроводов" и сопряженный с ним подвижный узел (ФПС - фрикционно -подвижное соединение) закрепленный
запорным элементом отличающийся тем, что в корпусе петлеобразного трубчатого сдвигового компенсатора, выполнено
много ( по расчету) центральных вертикальное отверстие, сопряженное с составными на болтовых соединения трубастыми
уголками в виде вертикальной петли -компенсатора , при этом в самих трубчатых составных уголках образующих
петлеобразный компенсатор типа штока трубопровода, зафиксирован запорным элементом трубчатых уголков
петлеобразного компенсатора , выполненным в виде калиброванного болта, проходящего через поперечные отверстия

89.

петлеобразного трубопроводного компенсатора и через вертикальные пазы петлеобразного трубчатого составного из
трубчатых уголков с большими перемещениями и приспособляемости при сейсмических или взрывным нагрузкам от ударов
дронов-камикадзе, выполненный в сборном сдвиговом варианте демпфирующей петлеобразного из трубчатых уголков петлеобразного компенсатора для магистральных нефтегазотрубопроводов , теплотрасс и закрепленный гайкой с заданным
усилием, кроме того в корпусе, параллельно центральной оси, выполнено много открытых пазов и длина петлеобразном
трубопроводном антисейсмическом и антивзрывным, сдвиговым, демпфирующим компенсатором , которых, состоит из
трубчатых уголков для магистральных газонефтетрубопроводов , позволяющий демпировать с большими перемещениями
до нижней точки паза трубчатого уголка , для петлеобразного компенсатора .
Сдвиговой сейсмоизолирующий компенсатор с большими перемещениями при сейсмических и взрывных нагрузок ,
пролетное строение моста на фрикционно- подвижными соединениями используется широко в Канаде, США, Турции, Тайване
, Японии (см. изобретение №TW201400676 Е04В1/98; F16F15/10, Тайвань,
http://worldwide.espacenet.com/publicationDetails/mosaics?CC=TW&NR=201400676A&KC=A&FT=D&ND=3&date=20140101&DB=EP
ODOC&locale=ru_ru ), которая состоит из демпферов сухого трения, с энергопоглощающей гофрой и свинцовыми (возможен
вариант использования латунной , медной фольги) поглотителями сейсмической и взрывной энергии за счет сухого трения,
которые обеспечивают смещение опорных частей фрикционных соединений или демпферов на расчетную величину при
превышении горизонтальных сейсмических нагрузок от сейсмических воздействий или величин, определяемых расчетом на
основные сочетания расчетных нагрузок.
Податливые демпферы представляют собой двойную фрикционную пару, имеющую стабильный коэффициент трения по
свинцовой фольге. Сжимающее усилие создается высокопрочными шпильками, натягиваемыми динамометрическими
ключами или гайковертами на расчетное усилие. Количество болтов определяется с учетом воздействия собственного веса
оборудования для очистки промышленного масла.
Сама составная опора выполнена крестовидной либо квадратной (состоит из двух П-образных элементов) либо стаканчатаготрубного вида с фрикционно - подвижными болтовыми соединениями.
В результате взрыва, вибрации при землетрясении происходит перемещение (скольжение) фрагментов фрикционноподвижного соединения ( ФПС) опоры (фрагменты опоры скользят по продольному овальному отверстию опоры), происходит поглощение за счет трения сейсмической, ветровой, взрывной нагрузки, что позволяет перемещаться

90.

сейсмоизолирующей опоре с оборудованием на расчетное перемещение. Сейсмоизолирующая опора рассчитана на одну
сейсмическую нагрузку (9 баллов) либо на одну взрывную нагрузку. После взрывной или сейсмической нагрузки необходимо
заменить свинцовые шайбы, в паз шпильки демпфирующего узла крепления забить новые стопорные медные клинья, с
помощью домкрата поднять опору и затянуть болты на проектное натяжение.
Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для трубопроводов
Е04Н9/02 ( Дополнение незаконно отозванной ФИПС по заявке на изобретение № 2018105803 /20 (008844)
от 27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для
трубопроводов" Е04Н9/02
ФИГУРЫ :
Антисейсмическое фланцевое фрикционно подвижное соединение железнодорожного моста
Реферат
Антисейсмическое ФЛАНЦЕВОЕ фрикционно -подвижное СОЕДИНЕНИЕ (ФФПС) железнодорожного моста,
содержащее крепежные элементы, подпружиненные и энергопоглощающие со стороны одного или двух из
фланцев, амортизирующие в виде латунного фрикци -болта, с пропиленным пазом и забитым медным
обожженным клином , с вставленной медной обожженной втулкой или медной тонкой гильзой , охватывающие
крепежные элементы и установленные в отверстиях фланцев, и уплотнительный элемент, фрикци-болт ,
отличающееся тем, что, с целью расширения области использования соединения в сейсмоопасных районах,
фланцы выполнены с помощью энергопоглощающего латунного фрикци -болта , с забитым с одинаковым
усилием, медным обожженным клином, расположенными во фланцевом фрикционно-подвижном соединении
(ФФПС) , уплотнительными элемент выполнен в виде свинцовых тонких шайб , установленные между
цилиндрическими выступами фланцев, а крепежные элементы подпружинены, также на участке между фланцами,
за счет протяжности соединения по линии нагрузки, а между медным обожженным энергопоголощающим
стопорным клином, установлены тонкие свинцовые или обожженные медные шайбы, а в латунную шпильку
устанавливается тонкая медная обожженная гильза - втулка .
Реферат

91.

Техническое решение относится к области строительства железнодорожных мостов и предназначено для защи
железнодорожного моста от возможных вибрационных , сейсмических и взрывных воздействий Конструкция
фрикци -болт выполненный из латунной шпильки с забитым медным обожженным клином позволяет обеспечить
надежный и быстрый погашение сейсмической нагрузки при землетрясении, вибрационных воздействий от
железнодорожного и автомобильного транспорта и взрыве .Конструкция фрикци -болт, состоит их латунной
шпильки , с забитым в пропиленный паз медного клина, которая жестко крепится на фланцевом фрикционноподвижном соединении (ФФПС) . Кроме того, между энергопоглощающим клином, вставляются свинцовые шайбы
с двух сторон, а латунная шпилька вставляется в ФФПС с медным обожженным клином и втулкой - медной
обожженной гильзой ( на чертеже не показана) 1-9 ил.
Фигуры чертежи о выдаче патента на полезную модель ФИПС Антисейсмический сдвиговый
компенсатор для гашения колебаний пролетных строений железнодорожного моста МПК F16L 27/2
Формула изобретения полезная модель Антисейсмический
сдвиговый компенсатор для гашения колебаний пролетных
железнодорожного строений моста МПК F16L 27/ 2, F16L 23/00
1. Компенсатор для железнодорожного моста на фланцевого
протяжного с демпфирующим элементами в местах растянутых
элементов моста с упругими демпферами сухого трения,
демпфирующего компенсатора для железнодорожного моста
содержащая: фланцевое соединение растянутых элементов с

92.

упругими демпферами сухого трения на фрикционно-подвижных
болтовых соединениях, с одинаковой жесткостью с демпфирующий
элементов при многокаскадном демпфировании, для сейсмозащиты ,
сейсмоизоляции железнодорожного моста для поглощение
сейсмической, вибрационной, энергии, в горизонтальной и вертикальной
плоскости по лини нагрузки фланцевого протяжного температурного
демпфирующего компенсатора железнодорожного моста в местах
растянутых элементов пролетного строения с большими
перемещениями и приспособляемостью неразрезной фермы -балки
, при этом упругие демпфирующие компенсаторы , выполнено в виде
сдвигового элемента , с встроено медной гильзой и обмотки троса в
виде гильзу для демпфирования фланцевого соединение растянутыми
элементами железнодорожного надвижного армейского быстрособираемого моста
2. Компенсатор с упругими демпферами сухого трения, на
фланцевых соединениях , а протяжного , в местах растянутых

93.

элементов трубопровода теплотрассы в критических узлах
теплотрассы, повышенной надежности с улучшенными демпфирующими
свойствами, содержащая , сопряженный с ним подвижный узел с
фланцевыми фрикционно-подвижными соединениями и упругой втулкой
(гильзой), закрепленные запорными элементами в виде протяжного
соединения контактирующих поверхности детали и накладок
выполнены из пружинистого троса -гильзы, между овальных
отверстиях , контактирующими поверхностями, с разных сторон,
отличающийся тем, что с целью повышения надежности фланцевого
протяжного температурного демпфирующего компенсатора для
моста в местах растянутых элементов ,
Демпфирующее термически , из-за перепадов теплой нагрузки на
теплотрасс, сейсмоизоляции с демпфирующим эффектом в овальных
отверстиях, с сухим трением, соединенные между собой с помощью
фрикционно-подвижных соединений с контрольным натяжением фрикциболтов с тросовой пружинистой тросовой в оплетке втулкой (гильзы,
латунной, медной, бронзовой) , расположенных в длинных овальных

94.

отверстиях , с помощью фрикци-болтами, с медным упругоплатичном,
пружинистым многослойным, склеенным клином и тросовой
пружинистой втулкой –гильзой , расположенной в коротком овальном
отверстии верха и низа компенсатора для трубопроводов
теплотрассы
3. Способ для железнодорожного моста с упругими демпферами
сухого трения, для обеспечения несущей способности
железнодорожного моста на фрикционно -подвижного соединения с
высокопрочными фрикци-болтами с тросовой втулкой (гильзой),
включающий, контактирующие поверхности которых предварительно
обработанные, соединенные на высокопрочным фрикци- болтом и
гайкой при проектном значении усилия натяжения болта,
устанавливают на элемент фланцевого протяжного температурного
демпфирующего компенсатора для в местах растянутых элементов
трубопровода теплотрассы, для поглощения усилия сдвига и постепенно
увеличивают нагрузку на накладку, до момента ее сдвига, фиксируют
усилие сдвига и затем сравнивают его с нормативной величиной

95.

показателя сравнения, далее, в зависимости от величины отклонения,
осуществляют коррекцию технологии монтажа термической,
тепловой, сейсмоизолирующей защиты теплотрассы , отличающийся
тем, что в качестве показателя сравнения используют проектное
значение усилия натяжения высокопрочного фрикци- болта с медным
обожженным клином, забитым в пропиленный паз латунной шпильки с
втулкой –гильзы –тросовой амортизирующей, из стального троса в
оплетке -гильзы , а определение усилия сдвига на образце-свидетеле
осуществляют устройством, содержащим неподвижную и сдвигаемого
компенсатора трубопровода, узел сжатия и узел сдвига, выполненный в
виде овального отверстия, с возможностью соединения его с
неподвижной частью трубопровода теплотрассы
4. Способ по п.1, отличающийся тем, что при отношении усилия сдвига
рычага к проектному усилию натяжения высокопрочного фрикциболта с втулкой и тонкого стального троса в оплетке, диапазоне 0,540,60 корректировку технологии монтажа сейсмоизолирующих ,
антисейсмического, антивибрационных демпферов компенсатора , не

96.

производят, при отношении в диапазоне 0,50-0,53, при монтаже
компенсатора не увеличивать натяжение болта, а при отношении
менее 0,50, кроме увеличения усилия натяжения, дополнительно
проводят обработку контактирующих поверхностей фланцевого
соединение, растянутых фланцевых протяжных температурных
демпфирующих компенсаторов для армейского железнодорожного
моста, в местах растянутых элементов трехранной (Мелехина )
ферма –балки для компенсаторов железнодорожного моста с
использованием обмазки трущихся поверхностей компенсатора
теплотрассы цинконаполненной грунтовокой ЦВЭС , которая
используется при строительстве мостов https://vmp-anticor.ru/publishing/265/2394/
http://docs.cntd.ru/document/1200093425 .
Формула полезной модели КОНСТРУКЦИЯ УЧАСТКА ПОСТОЯННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО
МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ СИСТЕМЫ, ВОССТАНОВЛЕННОГО С ПРИМЕНЕНИЕМ типовых
структурных серии 1.460.3-14 ГПИ Ленпроектстальконструкция, стальные конструкции покрытий
производственных зданий пролетами 18, 24 и 30 метров с применением замкнутых, гнутых профилей
прямоугольного
Конструкция участка постоянного железобетонного моста неразрезной системы, восстановле нного с
применением большого автодорожного разборного моста, содержащая опоры и разрушенное неразрезное
пролетное строение постоянного железобетонного моста, отличающаяся тем, что большой
автодорожный разборный мост установлен на подвижный и неподвижный узлы опирания, закрепленные на

97.

сохранившихся опорах или консолях разрушенного неразрезного пролетного строения постоянного
железобетонного моста, при этом свободные концы консолей опираются на жестко закрепленные в русле
реки без поддерживающих опор
п.1 . Конструкция участка железобетонного автодорожного моста неразрезной системы,
восстановленного скоростным способом, содержащая пролетное строение среднего автодорожного
разборного моста , сохранившиеся элементы и опоры железобетонного моста, эстакадные части, узлы
опирания, а также проезжие части и железобетонного моста, отличающаяся тем, что брешь перекрыта
пролетным строением , узлы опирания которого не заведены, а установлены рядом с осями сохранившихся
опор железобетонного моста, при этом сопряжение проезжих частей и железобетонного моста выполнено
в виде эстакадных частей из типовых структурных серии 1.460.3-14 ГПИ Ленпроектстальконструкция,
стальные конструкции покрытий производственных зданий пролетами 18, 24 и 30 метров с
применением замкнутых, гнутых профилей прямоугольного, уложенных на вспомогательные опоры или
без вспомогательных опор , основания которых закреплены с помощью нескольких омоноличенных вырубов
глубиной 15...20 см в полотне проезжей части железобетонного моста
spiralnaya Figury chertezhi izobretenie Antiseysmicheskoe sdvigovoy kompensator gasheniya kolebaniy zheleznodorozhnogo 86 str
https://disk.yandex.ru/i/2a7Ya6fJ-bBFAQ
spiralnaya Figury chertezhi izobretenie Antiseysmicheskoe sdvigovoy kompensator gasheniya kolebaniy
zheleznodorozhnogo 86 str
https://ppt-online.org/1407913

98.

Редакция газеты «Земля России» №119
https://ppt-online.org/1155578
UZDINY PGUPS Figury chertezhi izobretenie
Antiseysmicheskoe sdvigovoy kompensator
gasheniya kolebaniy zheleznodorozhnogo 86 str
https://disk.yandex.ru/i/NkTquW3bO54I1g
UZDINY PGUPS Figury chertezhi izobretenie Antiseysmicheskoe
sdvigovoy kompensator gasheniya kolebaniy zheleznodorozhnogo 86
str
https://ppt-online.org/1407927
https://mega.nz/file/Am8kBIgY#hvO4LVAmcOTld4bx
3fz6O5RlLLv-uHKFiINs3D87SgA
Фигуры полезная модель
Антисейсмическое фланцевое фрикционное соединение для сборно-разборного железнодорожного моста
F 16 L 23/12

99.

100.

101.

102.

103.

104.

105.

106.

107.

108.

109.

110.

111.

112.

113.

114.

115.

116.

117.

118.

119.

120.

121.

122.

123.

124.

125.

126.

127.

128.

129.

Фигуры полезная модель Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционо
подвижных соединений для пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L
23 /00 Е 04H 9/ 02 ( 2022115073/20 ( 031614) от 02.06.2022
Фигуры КОНСТРУКЦИЯ УЧАСТКА ПОСТОЯННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ СИСТЕМЫ, ВОССТАНОВЛЕННОГО С
ПРИМЕНЕНИЕМ типовых структурных комбинированных пространственных перекрестно стержневых конструкций МАРХИ ПСПК МПК E01D 12/00 (
аналог № № 69 086, 68 528 )

130.

131.

132.

133.

Фигуры
Фигуры : Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционо подвижных
соединений для пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L 23 /00 Е
04H 9/ 02 ( 2022115073/20 ( 031614) от 02.06.2022

134.

135.

136.

137.

138.

139.

140.

141.

142.

143.

144.

145.

146.

147.

148.

149.

150.

Фигуры: Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционо подвижных
соединений для пролетного строения моста МПК F 16 L 27/2 F 16 L 23 /00 Е
04H 9/ 02 ( 2022115073/20 ( 031614) от 02.06.2022

151.

Фигуры : Сборно- разборный железнодорожный мост со сдвиговыми компенсаторами

152.

153.

154.

155.

156.

157.

158.

159.

160.

161.

162.

163.

164.

165.

166.

167.

168.

169.

170.

171.

172.

Фиг 11

173.

174.

175.

176.

177.

178.

179.

180.

181.

182.

183.

184.

185.

186.

187.

188.

189.

190.

191.

192.

193.

194.

195.

196.

197.

198.

199.

200.

201.

202.

203.

204.

205.

206.

207.

208.

209.

210.

211.

Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для трубопроводов
Е04Н9/02 ( Дополнение незаконно отозванной ФИПС по заявке на изобретение № 2018105803 /20 (008844)
от 27.02.2018 " Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для
трубопроводов" Е04Н9/02
ФИГУРЫ :

212.

213.

214.

215.

216.

217.

218.

219.

220.

221.

222.

223.

224.

225.

226.

227.

228.

229.

230.

231.

232.

233.

Демпфирующая опора на фрикционно подвижных соединениях Китайское изобретение РЕФЕРАТ
TW201400676
________________________________________
Настоящее изобретение относится к удерживающей анти-ветра и анти-сейсмических фрикционное
демпфирование устройства, которое содержит основной осевой основание, поддерживающую
подушку блок, множество фрикционных демпфирующих сегментов, и множество внешнее покрытие
пластин.
Основной осевой база радиально выступающий с множественными крыльев от осевого центра его к
внешней.
Эти крылышки выполнены с продольной траншеи, соответственно.
Поддержки подушки блок, расположенный между каждыми двумя крыльями.
Трение демпфирования сегментов устанавливаются между крылом и опорной подушки блока.
Внешнее покрытие пластины расположены в положении, перпендикулярном к направлению
выступающей части крыла в крайнем общего устройства.
Кроме того, запирающий элемент проходит через и надежно зафиксировать два внешнее покрытие
пластин относительно друг друга
в то же время, м запирающий элемент может проходить через поддерживающую подушку блок, один
трения сегмент затухания продольные траншеи одного крыла, другой сегмент трения
демпфирования и других вспомогательных подушки блок в последовательности.
Основной осевое основание и внешнее покрытие эти пластины могут быть закреплены на двух
смежных конструкций на одном его конце, соответственно.
В результате, как сила ветра или силой вибрации, воздействующие на две конструкции, чтобы
позволить основной осевой базы и внешнее покрытие пластин с относительно перемещают,
множественные интерфейсы раздвижные трения может быть сформирован за счет трения
демпфирования сегментов, установленных по обе стороны от каждого крыла таким образом, чтобы
существенно увеличить проектную мощность устройства демпфирования.
Restraint anti-wind and anti-seismic friction damping device

234.

Ссылка на эту страницу
Изобретатель(и):
Заявитель(и):
Индекс(ы) по классификации:
TW201400676 (A) - Restraint anti-wind and anti-seismic friction damping device
CHANGCHIEN JIA-SHANG [TW] +
CHANGCHIEN JIA-SHANG [TW] +
- международной (МПК): E04B1/98; F16F15/10
- cooperative:
TW20120121816 20120618
Номер заявки:
Номера приоритетных документов: TW20120121816 20120618
TW201400676 (A) ― 2014-01-01

235.

Библиографические данные: TW201400676 (A) ―
2014-01-01
|
В список выбранных документов
|
EP Register
|
Сообщить об ошибке
|
Печать
Restraint anti-wind and anti-seismic friction damping device
Ссылка на эту страницу
Изобретатель(и):
Заявитель(и):
Индекс(ы) по классификации:
Номер заявки:
Номера приоритетных
документов:
TW201400676 (A) - Restraint anti-wind and anti-seismic friction
damping device
CHANGCHIEN JIA-SHANG [TW] +
CHANGCHIEN JIA-SHANG [TW] +
- международной (МПК): E04B1/98; F16F15/10
- cooperative:
TW20120121816 20120618
TW20120121816 20120618
Реферат документа TW201400676 (A)
Перевести этот текст Tooltip
The present invention relates to a restraint anti-wind and anti-seismic friction damping device, which comprises
main axial base, supporting cushion block, a plurality of frictional damping segments, and a plurality of outer
covering plates. The main axial base is radially protruded with plural wings from the axial center thereof to the
external. Those wings are provided with a longitudinal trench, respectively. The supporting cushion block is
arranged between every two wings. The friction damping segments are fitted between the wing and the

236.

Перевести этот текст Tooltip
The present invention relates to a restraint anti-wind and anti-seismic friction damping device, which comprises main axial base, supporting cushion block, a
plurality of frictional damping segments, and a plurality of outer covering plates. The main axial base is radially protruded with plural wings from the axial
center thereof to the external. Those wings are provided with a longitudinal trench, respectively. The supporting cushion block is arranged between every two
wings. The friction damping segments are fitted between the wing and the supporting cushion block. The outer covering plates are arranged in an orientation
perpendicular to the protruding direction of the wing at the outmost of the overall device. Besides, a locking element passes through and securely lock the two
outer covering plates relative to each other; in the meantime, m the locking element may pass through one supporting cushion block, one friction damping
segment, the longitudinal trench of one wing, the other friction damping segment and the other supporting cushion block in sequence. The main axial base and
those outer covering plates can be fixed to two adjacent constructions at one end thereof, respectively. As a result, as wind force or force of vibration is exerted
on the two constructions to allow the main axial base and the outer covering plates to relatively displace, plural sliding friction interfaces may be generated by
the friction damping segments fitted on both sides of each wing so as to substantially increase the designed capacity of the damping device.

237.

238.

239.

240.

241.

242.

243.

244.

245.

246.

247.

248.

249.

US patent 4.094.111
Structural steel building frame having resilient connectors
US 4094111 A
Реферат
An improved frame for a building formed of structural frame members of steel or other structural metal. The structural frame members are connected together
by many resilient connectors, each connector including a bolt having resilient sleeve means surrounding the same. The bolt has a head at one end and a nut
threadably mounted at its opposite end. The bolt and sleeve means are inserted through aligned, oversized holes in a pair of adjacent structural members and the
nut is threaded on the bolt to interconnect the structural frame members yet allow one structural frame member to slide over the other member, such as during
an earthquake, to permit dissipation of energy by the heat of friction. The sleeve means also absorbs some of the energy and allows the structural frame
members to return to their initial relative positions after they have been displaced relative to each other. Several embodiments of the sleeve means are disclosed.
Описание
This application is a continuation-in-part application of Ser. No. 558,975 filed Mar. 17, 1975, entitled RESILIENT CONNECTOR WITH STRUCTURAL
MEMBERS OF BUILDING now abandoned.
This invention relates to improvements in the frames of large buildings made of structural steel or other structural metal and, more particularly, to an improved
building frame whose metallic structural frame members are interconnected and held in face-to-face contact by resilient connectors for absorbing stresses and
effecting the dissipation of energy caused by earthquakes or other geological disturbances.
BACKGROUND OF THE INVENTION
Modern aseismic design of structural steel buildings (particularly high-rise structures) provides for an analysis under dynamic loading, but the actual
construction involves a statically connected structure. Much of the energy absorption (necessary in earthquake design) takes place in the yield zone of the
material from which the frame members (columns and beams) of the building are formed. This yielding usually represents permanent deformation of the
structural frame members and very often the permanent deformation is of such magnitude to have either destroyed the usefulness of the building or created the
need for very expensive repair of the building. The reason for this is that, within the elastic limit of steel, the usual material of structural members, the area of
the stress-strain hysteresis curve (FIG. 1) is very small. The curve defines deformation with respect to load as load is applied, and recovery to original shape
and location as the load is removed.
The area of the hysteresis curve of FIG. 1 represents energy absorbed rather than energy stored. It is only when the steel material of structural frame members is
worked in its yield zone that it absorbs energy, but it does not recover to its original shape because the yielding is permanent.
What is needed to accompany modern dynamic design of buildings of structural steel or other structural metal is modern dynamic connections for the numerous
structural frame members of such a building, such connections being of the type which not only have shock-absorbing capabilities but also are capable of
permitting structural frame members interconnected thereby to be in face-to-face contact with each other and to slide over each other so that energy tending to
deform the structural frame members will be dissipated as heat generated by frictional effects. The material of such connections should be resilient so that the

250.

structural frame members will have a very "fat" hysteresis curve as shown in FIG. 2; thus, the building will recover not only its original size, shape and location
but also will have absorbed energy in the connections and will have dissipated energy as heat of friction without subjecting the building frame as a whole to
permanent damage due to extreme deformation.
SUMMARY OF THE INVENTION
The present invention meets the aforesaid need by providing an improved building frame of structural steel or other structural metal, wherein the structural
frame members of the building are connected together by thousands of small resilient connectors which are analogous to nail and bolts in a timber structure.
The connectors have resilience and stress-strain hysteresis characteristics of FIG. 2, and are placed in oversized holes in the structural frame members which
they interconnect. Thus, the many connectors hold the adjacent structural frame members in face-to-face contact and permit energy absorption and energy
dissipation without permanent deformation of the structural frame members.
Each connector includes a bolt having resilient sleeve means surrounding the same, a head at one end and a nut threaded on the opposite end. Thus, the
connector, when extending through aligned, oversized holes in a pair of adjacent structural frame members, connects the frame members together so that they
are in face-to-face contact with each other and are movable relative to each other through at least a small distance. When there is slight relative movement, such
as during an earthquake, each sleeve means absorbs some energy associated with this movement and a relatively large part of such energy is dissipated as heat
due to sliding friction of each pair of adjacent structural members in contact with each other. When considering thousands of such connectors in a structural
steel building, it will be appreciated that a large amount of energy can be absorbed and dissipated without causing permanent deformation of the structural
frame members of the building. Moreover, the connectors of the type described permit return of the various structural frame members to their original positions
following relative movements thereof, assuming that there is no permanent deformation of them.
The primary object of this invention is, therefore, to provide an improved building of structural steel or other structural metal when the structural frame
members of the building are connected together by many resilient connectors which allows sliding movements of adjacent frame members relative to each other
so that the connectors can themselves absorb some of the energy tending to deform the structural frame members yet a major portion of such energy can be
dissipated by generating heat due to sliding friction as the structural members slide over each other, thereby minimizing any tendency to cause permanent
deformation of the structural frame members.
Another object of this invention is to provide a building of the type described whose resilient connectors are of the type which include a central bolt surrounded
by resilient sleeve means engaging the adjacent pair of structural frame members and isolates the bolt therefrom so that the sleeve means itself yields when the
structural frame member moves relative to and along the other structural frame member to avoid deformation of the bolt and assure continued positive
interconnection of the frame member notwithstanding small displacements relative to each other.
Other objects of this invention will become apparent as the following specification progresses, reference being had to the accompanying drawings for an
illustration of several embodiments of the invention.
In the drawings:
FIG. 1 is a graphical view of the relationship between applied load and structural deformation relating to structural frame members of buildings when the frame
members are connected together by conventional connectors;
FIG. 2 is a view similar to FIG. 1 but showing the load-deformation relationship using resilient connectors in accordance with the present invention;

251.

FIG. 3 is an exploded view of one embodiment of a resilient connector of the present invention;
FIG. 4 is a vertical section through part of a structural steel building having a plurality of resilient connectors of the type shown in FIG. 3 for interconnecting a
column and a beam;
FIG. 5 is a view similar to FIG. 4 but showing another use of the connectors for interconnecting a column and a beam;
FIG. 6 is a vertical cross section through a second embodiment of the resilient connector;
FIG. 7 is a perspective view of another embodiment of the sleeve of the connector;
FIG. 8 is a view similar to FIG. 5 but showing still a further embodiment of the sleeve means;
FIG. 9 is a view similar to FIG. 8 but showing the effects on the connectors when one structural frame member has moved a short distance relative to the
adjacent structural frame member; and
FIG. 10 is a side elevational view of a pair of interconnected structural frame members of the type having a number of different projecting portions.
The present invention is directed to a building 11 of structural steel or other structural metal, the building being shown only fragmentarily in FIGS. 4, 5, 8 and
9. The building is made up of a network of columns and beams, typically of I-beam construction, so that they present flanges or gussets which overlie or abut
each other in sliding engagement with each other and which can be connected together by resilient connectors 10 extending through oversized holes in such
flanges or gussets.
Each connector 10 comprises a bolt 12 having a head 14 at one end thereof and being threaded at the opposite end 15 thereof so as to threadably receive a nut
16 thereon. Washers 18 and 20 can be used adjacent to head 14 and nut 16, respectively, to provide a bearing surface therefor.
Connector 10 further includes resilient sleeve means surrounding the major portion of bolt 12 and extending between head 14 and nut 16 or, if washers 18 and
20 are used, between the washers. One form of the sleeve means includes a single sleeve 22 substantially complementally received on bolt 12 and having a wall
thickness less than the diameter of the bolt. Typical dimensions of sleeve 22 for various bolt diameters are shown in the table of FIG. 3. These are illustrative
only and are not to be considered limiting in any way.
Sleeve 22 can be of any suitable resilient material, such as rubber, neoprene, nylon, Teflon and other material. The sleeve is adapted to be inserted into a pair of
aligned holes in the adjacent, abutting flanges of a pair of adjacent structural frame members of building 11. The holes are oversized, i.e., are larger in cross
section than the diameter of the bolt. Thus, the bolt is isolated from the frame members and one frame member can slide over the other frame member a small
distance because the presence of the sleeve means without greatly or permanently deforming bolts of the various connectors 10 and without deforming the
flanges of the frame members. Thus, the purpose of each connector 10 is to allow absorption by sleeve 22 of some of the energy due to thte movement of one
frame member relative to the other frame member. A major portion of such energy is dissipated as heat due to the sliding movement of the flanges of adjacent
frame members relative to each other. Since the flanges are in face-to-face contact with each other, frictional forces must be overcome to move one flange
relative to the other. Energy required to do this is transformed into heat; thus, the oversized holes in the flanges and a connector 10 in each group of aligned
holes allows for relative movements between flanges in contact with each other, the result being the dissipation of the energy which causes the movement. The
frame members can return to their initial positions relative to each other without any permanent structural damage due to the construction of connector 10.

252.

A number of connectors 10 will be used to interconnect the abutting flanges of a pair of adjacent structural frame members at the junction therebetween. For
instance, in FIG. 4, a pair of beams 24 and 26 are connected to an I-beam 28 by a plurality of connectors 10. Beam 28 has an upper flange 30 to which a plate
32 is welded or otherwise secured to provide an extension of the flange. The plate projects laterally from flange 30 and is connected at each side by at least
three connectors 10 to adjacent upper flanges 35 and 36 of beams 24 and 26, respectively. Similarly, the lower flanges 38 and 40 of beams 24 and 26 are
connected by at least three connectors 10 to a pair of horizontal flanges 42 and 44 which are secured by welding or other suitable means to beam 28 and extend
laterally from the central web 46 thereof. Beams 24 and 26 can also be connected at the central webs thereof by a pair of rigid L-shaped members 48 and 50 to
vertical web 46 of beam 28 by a number of connectors 10, the heads of the bolts of such connectors being omitted for simplicity of illustration.
In all cases, the connectors shown in FIG. 4 have resilient sleeves 22 associated therewith. The sleeves are substantially complemental to the holes of the
structural members into which the connectors extend. Thus, part of the energy associated with the movement of one structural frame member relative to the
adjacent frame member is immediately absorbed by the various sleeves 22. Building 11 will have thousands of connectors 10 coupled to the many structural
frame members of the building. Thus, the major part of the energy caused by an earthquake or other geological disturbances will be dissipated as heat since the
connectors allow some movement of the various frame members relative to each other without deforming the bolts of the connectors or the frame members
themselves. If the geological disturbance is of mild intensity, the building can withstand it with no permanent damage. Most such disturbances are of only
minor intensities. Thus, connectors 10 provide a safety feature for the building which is not available when conventional connectors are used.
FIG. 5 illustrates one way a column 52 and a beam 54 are interconnected by connectors 10. Column 52 has upper and lower horizontal flanges or plates 56 and
58 welded to one vertical flange 57 thereof. Plate 58 has a web 59 also welded to column 52. Connectors 10 interconnect the flanges of beam 54 to plates 56
and 58 and serve the same purpose as those of FIG. 4, namely, to absorb energy and to allow dissipation of energy as heat of friction due to the relative
movement between column 52 and beam 54.
Sleeve 22 could be manufactured as a long tube or hose and cut into segments to match the thicknesses of the two or more structural parts being interconnected
by the corresponding connector. For ease of assembly, the sleeve could be cut longitudinally to form a split sleeve so as to more easily slip over the bolt. This is
shown in FIG. 7.
Instead of making the sleeve means of each connector 10 a single sleeve, it can be formed of two sleeves 22a and 22b as shown in FIGS. 6-8. Each of these two
sleeves surrounds the corresponding bolt 12 and has an axial length substantially equal to the axial length of the hole of the corresponding flange in which it is
disposed. Thus, the end faces of each of these two sleeves are substantially flush with the end faces of the corresponding flange.
FIG. 8, being a view similar to FIG. 5, shows three connectors 10, each having two sleeves 22a and 22b, the connectors interconnecting the flange of beam 54
and the flange 58 of column 52. Each of the two sleeves of each connector substantially fills the space between the corresponding bolt and the corresponding
flange and the sleeves are in abutment with each other.
FIG. 9 is a view similar to FIG. 8 but showing the displacement on an exaggerated scale of a connector 10 having two sleeves 22a and 22b. This figure shows
that beam 54 has moved a slight distance to the right, such as during an earthquake or other disturbance, causing the bolt of the connector to become slightly
canted and causing the sleeves to be compressed at certain locations, illustrating that some of the energy due to the movement will be absorbed by the two
sleeves, while other portions of the energy will be dissipated as heat due to friction caused by the sliding of the flange of beam 54 over flange 58. The
displacement of beam 54 relative to column 52 is indicated by the gap 61 (FIG. 9) therebetween.
It is also clear from FIG. 9 that, for small displacements of beam 54 relative to column 52, there will be substantially no deformation of the corresponding
connectors 10, thereby allowing the connectors to be returned to normal positions as shown in FIG. 8 if the disturbance is such that displacement in the opposite
direction occurs. Nonetheless, even if beam 54 remains permanently at the position shown in FIG. 9 relative to column 52, these structural members will remain
positively interconnected without requiring repair or other structural work to maintain the structural integrity of the building.

253.

While the above description has been made with respect to two adjacent structural members or flanges, it is clear that the teachings of the invention can be used
for interconnecting structural members having a number of different projections, such as structural members 70 and 72 having projections 74 and 76 which are
generally parallel and which are interleaved as shown in FIG. 10. In such a case, projections 74 and 76 can be interconnected by one or more connectors 78
formed of a bolt 80 having a head 82, a nut 84, washers 86 and 88, and resilient sleeve means surrounding the bolt, such sleeve means being shown in FIG. 10
as individual sleeves having axial lengths substantially equal to the axial length of a hole in a corresponding projection. Connector 78 thus allows structural
members 70 to move laterally relative to structural frame members 72 through a short distance without deformation of the connector or of the projections of the
frame members themselves.
Connector 10, when introduced into building construction, will open a totally new avenue of building design and construction for earthquake loading. The idea
would be to design the building for its vertical and lateral loads and then also to compute the amount of energy that the building must absorb to withstand the
"design earthquake"; and from this information, to calculate the number of shock absorbing sleeves to use and of what material. The energy-absorbing capacity
of each size sleeve and of each type of sleeve material would be rated in design manuals for use in building design. Those ratings would be based on approved
laboratory tests for each sleeve size and material, i.e., rubber, neoprene, Teflon or "superooze", with "superooze" intended to represent some future developed
material with tremendous capacities to squash under load and fully recover after energy absorption.

254.

255.

256.

257.

258.

259.

260.

261.

262.

263.

264.

265.

266.

267.

268.

0401060
Поступ. в банк плат.
Списано со сч. плат.
ПЛАТЕЖНОЕ ПОРУЧЕНИЕ № 4
13.01.2016
01
Дата
Сумма
Вид платежа
Восемьсот пятьдесят рублей 00 копеек
прописью
ИНН 7
КПП 783901001
Сумма
850-00
Сч. №
40703810500000000312
БИК
044030705
Сч. №
30101810500000000705
ОПЕРУ 1 Банка Росси
БИК
044501002
г. Москва 701
Сч. №
ОО "Сейсмофонд"
Плательщик
г. Санкт-Петербург
Банк плательщика
Банк получателя
ИНН 7730176088
КПП 770701001
Сч. №
40101810500000001901
Межрегиональное операционное УФК
( Федеральная служба по интеллектуальной
Вид оп. 01
Срок плат.

269.

собственности " )
Получатель
00000000000000000130
4538000
0
0
Наз. пл.
Очер.
плат.
Код
Рез. поле
0
5
0
0
Оплата платные услуги ФИПС – Регистрация заявки на выдачу патента Российской Федерации на
полезную модель и принятие решения по результатам формальной экспертизы госпошлина на
полезную модель: "Опора сейсмостойкая" E 04 H 9/02 от 13.01.2016 А.И.Коваленко, Б.А.Андреев
Назначение платежа
Подписи
М.П.
Отметки банка

270.

271.

272.

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

273.

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
46
Транспортировка
и
47
хранение
элементов
законсервированных грунтовкой ВЖС 83-02-87
и
деталей,
49

274.

6.5
Подготовка и нанесение антифрикционного покрытия на опорные 49
поверхности шайб
6.6
Сборка ФПС
49
7
Список литературы
51

275.

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 3-4 диаметров используемых высокопрочных болтов.
Работа таких соединений имеет целый ряд особенностей и существенно влияет на поведение конструкции в целом. При этом во многих случаях
оказывается возможным снизить затраты на усиление сооружения, подверженного сейсмическим и другим интенсивным нагрузкам.
ФПС были предложены в НИИ мостов ЛИИЖТа в 1980 г. для реализации принципа проектирования мостовых конструкций с заданными
параметрами предельных состояний. В 1985-86 г.г. эти соединения были защищены авторскими свидетельствами [16-19]. Простейшее стыковое и
нахлесточное соединения приведены на рис.1.1. Как видно из рисунка, от обычных соединений на высокопрочных болтах предложенные в
упомянутых работах отличаются тем, что болты пропущены через овальные отверстия. По замыслу авторов при экстремальных нагрузках должна
происходить взаимная подвижка соединяемых деталей вдоль овала, и за счет этого уменьшаться пиковое значение усилий, передаваемое
соединением. Соединение с овальными отверстиями применялись в строительных конструкциях и ранее, например, можно указать предложения [8,
10 и др]. Однако в упомянутых работах овальные отверстия устраивались с целью упрощения монтажных работ. Для реализации принципа
проектирования конструкций с заданными параметрами предельных состояний необходимо фиксировать предельную силу трения (несущую
способность) соединения.
При использовании обычных болтов их натяжение N не превосходит 80-100 кН, а разброс натяжения N=20-50 кН, что не позволяет
прогнозировать несущую способность такого соединения по трению. При использовании же высокопрочных болтов при том же N натяжение N=
200 - 400 кН, что в принципе может позволить задание и регулирование несущей способности соединения. Именно эту цель преследовали
предложения [3,14-17].

276.

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

277.

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 ФПС и
сооружений с такими соединениями. Целью, предлагаемого пособия является систематическое изложение теории работы ФПС и практических
методов их расчета. В пособии приводится также и технология монтажа ФПС.
2.ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТРЕНИЯ И ИЗНОСА
Развитие науки и техники в последние десятилетия показало, что надежные и долговечные машины,
оборудование и приборы могут быть созданы только при удачном решении теоретических и прикладных задач
сухого и вязкого трения, смазки и износа, т.е. задач трибологии и триботехники.
Трибология – наука о трении и процессах, сопровождающих трение (трибос – трение, логос – наука).
Трибология охватывает экспериментально-теоретические результаты исследований физических (механических,
электрических, магнитных, тепловых), химических, биологических и других явлений, связанных с трением.
Триботехника – это система знаний о практическом применении трибологии при проектировании, изготовлении
и эксплуатации трибологических систем.
С трением связан износ соприкасающихся тел – разрушение поверхностных слоев деталей подвижных
соединений, в т.ч. при резьбовых соединениях. Качество соединения определяется внешним трением в витках
резьбы и в торце гайки и головки болта (винта) с соприкасающейся деталью или шайбой. Основная характеристика
крепежного резьбового соединения – усилие затяжки болта (гайки), - зависит от значения и стабильности моментов
сил трения сцепления, возникающих при завинчивании. Момент сил сопротивления затяжке содержит две
составляющих: одна обусловлена молекулярным воздействием в зоне фактического касания тел, вторая –

278.

деформированием тончайших поверхностей слоев контактирующими микронеровностями взаимодействующих
деталей.
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 19781980 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.

279.

Внутреннее трение возникает при относительном перемещении частиц одного и того же тела (твердого,
жидкого или газообразного). Например, внутреннее трение возникает при изгибе металлической пластины или
проволоки, при движении жидкости в трубе (слой жидкости, соприкасающийся со стенкой трубы, неподвижен,
другие слои движутся с разными скоростями и между ними возникает трение). При внутреннем трении часть
механической энергии переходит во внутреннюю энергию тела.
Внешнее трение в чистом виде возникает только в случае соприкосновения твердых тел без смазочной
прослойки между ними (идеальный случай). Если толщина смазки 0,1 мм и более, механизм трения не отличается от
механизма внутреннего трения в жидкости. Если толщина смазки менее 0,1 мм, то трение называют пограничным
(или граничным). В этом случае учет трения ведется либо с позиций сухого трения, либо с точки зрения вязкого
трения (это зависит от требуемой точности результата).
В истории развития понятий о трении первоначально было получено представление о внешнем трении. Понятие
о внутреннем трении введено в науку в 1867 г. английским физиком, механиком и математиком Уильямом Томсоном
(лордом Кельвиным).1)
Законы сухого трения
Сухое трение впервые наиболее полно изучал Леонардо да Винчи (1452-1519). В 1519 г. он сформулировал
закон трения: сила трения, возникающая при контакте тела с поверхностью другого тела, пропорциональна
нагрузке (силе прижатия тел), при этом коэффициент пропорциональности – величина постоянная и равна 0,25:
F 0 ,25 N .
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+.

280.

Через 180 лет модель Леонарда да Винчи была переоткрыта французским механиком и физиком Гийомом
Амонтоном2), который ввел в науку понятие коэффициента трения как французской константы и предложил формулу
силы трения скольжения:
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.
2)
Г.Амонтон (1663-1705) – член Французской академии наук с 1699 г.
3) Ш.Кулон (1736-1806) – французский инженер, физик и механик, член Французской академии наук

281.

Многие десятилетия XX века ученые пытались модернизировать законы Кулона, учитывая все новые и новые
результаты физико-химических исследований явления трения. Из этих исследований наиболее важными являются
исследования природы трения.
Кратко о природе сухого трения можно сказать следующее. Поверхность любого твердого тела обладает
микронеровностями, шероховатостью [шероховатость поверхности оценивается «классом шероховатости» (14
классов) – характеристикой качества обработки поверхности: среднеарифметическим отклонением профиля
микронеровностей от средней линии и высотой неровностей].
Сопротивление сдвигу вершин микронеровностей в зоне контакта тел – источник трения. К этому добавляются
силы молекулярного сцепления между частицами, принадлежащими разным телам, вызывающим прилипание
поверхностей (адгезию) тел.
Работа внешней силы, приложенной к телу, преодолевающей молекулярное сцепление и деформирующей
микронеровности, определяет механическую энергию тела, которая затрачивается частично на деформацию (или
даже разрушение) микронеровностей, частично на нагревание трущихся тел (превращается в тепловую энергию),
частично на звуковые эффекты – скрип, шум, потрескивание и т.п. (превращается в акустическую энергию).
В последние годы обнаружено влияние трения на электрическое и электромагнитное поля молекул и атомов
соприкасающихся тел.
Для решения большинства задач классической механики, в которых надо учесть сухое трение, достаточно
использовать те законы сухого трения, которые открыты Кулоном.
В современной формулировке законы сухого трения (законы Кулона) даются в следующем виде:
В случае изотропного трения сила трения скольжения тела А по поверхности тела В всегда направлена в
сторону, противоположную скорости тела А относительно тела В, а сила сцепления (трения покоя) направлена в
сторону, противоположную возможной скорости (рис.2.1, а и б).

282.

Примечание. В случае анизотропного трения линия действия силы трения скольжения не совпадает с линией
действия вектора скорости. (Изотропным называется сухое трение, характеризующееся одинаковым сопротивлением
движению тела по поверхности другого тела в любом направлении, в противном случае сухое трение считается
анизотропным).
Сила трения скольжения пропорциональна силе давления на опорную поверхность (или нормальной реакции
этой поверхности), при этом коэффициент трения скольжения принимается постоянным и определяется опытным
путем для каждой пары соприкасающихся тел. Коэффициент трения скольжения зависит от рода материала и его
физических свойств, а также от степени обработки поверхностей соприкасающихся тел:
FСК fСК N
(рис. 2.1 в).
Y
Y
Fск
tg =fск
N
N
V
Fск
X
G
X
G
а)
N
Fсц
б)
в)
Рис.2.1
Сила сцепления (сила трения покоя) пропорциональна силе давления на опорную поверхность (или нормальной
реакции этой поверхности) и не может быть больше максимального значения, определяемого произведением
коэффициента сцепления на силу давления (или на нормальную реакцию опорной поверхности):
FСЦ fСЦ N .

283.

Коэффициент сцепления (трения покоя), определяемый опытным путем в момент перехода тела из состояния
покоя в движение, всегда больше коэффициента трения скольжения для одной и той же пары соприкасающихся
тел:
f СЦ f СК .
Отсюда следует, что:
max
FСЦ
FСК ,
поэтому график изменения силы трения скольжения от времени движения тела, к которому приложена эта сила,
имеет вид (рис.2.2).
При переходе тела из состояния покоя в движение сила трения скольжения за очень короткий промежуток
max
времени изменяется от FСЦ
до FСК (рис.2.2). Этим промежутком времени часто пренебрегают.
В последние десятилетия экспериментально показано, что коэффициент трения скольжения зависит от скорости
fсц
max
Fсц
Fск
fск
V
t
V0
Рис. 2.2
Vкр
Рис. 2. 3
(законы Кулона установлены при равномерном движении тел в диапазоне невысоких скоростей – до 10 м/с).
Эту зависимость качественно можно проиллюстрировать графиком f СК ( v ) (рис.2.3).

284.

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 .
[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

285.

дополненных более поздними экспериментальными данными. [Артур Морен (1795-1880) – французский математик и
механик, член Парижской академии наук, автор курса прикладной механики в 3-х частях (1850 г.)].
В случае анизотропного сухого трения линия действия силы трения скольжения составляет с прямой, по
которой направлена скорость материальной точки угол:
arctg
Fn
,
Fτ
где Fn и Fτ - проекции силы трения скольжения FCK на главную нормаль и касательную к траектории
материальной точки, при этом модуль вектора FCK определяется формулой: FCK Fn2 Fτ2 . (Значения Fn и Fτ
определяются по методике Минкина-Доронина).
Трение качения
При качении одного тела по другому участки поверхности одного тела кратковременно соприкасаются с
различными участками поверхности другого тела, в результате такого контакта тел возникает сопротивление
качению.
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);

286.

3) трение скольжения при неравномерном движении колеса (при ускоренном или замедленном движении).
(Чистое качение без скольжения – идеализированная модель движения).
Суммарное влияние всех трех факторов учитывается общим коэффициентом трения качения.
Изучая трение качения, как это впервые сделал Кулон, гипотезу абсолютно твердого тела надо отбросить и
рассматривать деформацию соприкасающихся тел в области контактной площадки.
Так как равнодействующая N реакций опорной поверхности в точках зоны контакта смещена в сторону
скорости центра колеса, непрерывно набегающего на впереди лежащее микропрепятствие (распределение реакций
в точках контакта несимметричное – рис.2.4), то возникающая при этом пара сил N и G ( G - сила тяжести)
оказывает сопротивление качению (возникновение качения обязано силе сцепления FСЦ , которая образует вторую
составляющую полной реакции опорной поверхности).
C
Vc
N
G
Fск
K
N
K
Рис. 2.4

287.

Момент пары сил
N , G называется моментом сопротивления качению. Плечо пары сил «к» называется
коэффициентом трения качения. Он имеет размерность длины.
Момент сопротивления качению определяется формулой:
MC N k ,
Fсопр
Vс
C
где N - реакция поверхности рельса, равная вертикальной нагрузке на колесо с
учетом его веса.
Колесо, катящееся по рельсу, испытывает сопротивление движению, которое
можно отразить силой сопротивления Fсопр , приложенной к центру колеса (рис.2.5),
Fсц
N
Рис. 2.5
при этом: Fсопр R N k , где R – радиус колеса,
откуда
Fсопр N
k
N h,
R
где h – коэффициент сопротивления, безразмерная величина.
Эту формулу предложил Кулон. Так как множитель h
k
R
во много раз 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

288.

параболическому закону. Это объясняется деформациями колес и гистерезисными потерями, что влияет на
коэффициент трения качения.
Трение верчения
Трение верчения возникает при вращении тела, опирающегося на некоторую
поверхность. В этом случае следует рассматривать зону контакта тел, в точках которой
возникают силы трения скольжения FСК (если контакт происходит в одной точке, то
Fск
Fск
r
О
трение верчения отсутствует – идеальный случай) (рис.2.6).
А – зона контакта вращающегося тела, ось вращения которого перпендикулярна к
Fск
плоскости этой зоны. Силы трения скольжения, если их привести к центру круга (при
изотропном трении), приводятся к паре сил сопротивления верчению, момент которой:
Рис. 2.6.
М сопр N f ск r ,
где r – средний радиус точек контакта тел;
f ск
- коэффициент трения скольжения (принятый одинаковым для всех точек и во всех направлениях);
N – реакция опорной поверхности, равная силе давления на эту поверхность.
Трение верчения наблюдается при вращении оси гироскопа (волчка) или оси стрелки компаса острием и
опорной плоскостью. Момент сопротивления верчению стремятся уменьшить, используя для острия и опоры агат,
рубин, алмаз и другие хорошо отполированные очень прочные материалы, для которых коэффициент трения
скольжения менее 0,05, при этом радиус круга опорной площадки достигает долей мм. (В наручных часах, например,
М сопр менее 5 10 5 мм).
Таблица коэффициентов трения скольжения и качения.

289.

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

290.

местным изменениям фрикционного материала. Попадание пыли, песка и других инородных частиц из окружающей
среды приводит к абразивному разрушению не только контактируемого слоя, но и более глубоких слоев.
Чрезмерное давление, превышающее порог схватывания, приводит к разрушению окисной пленки, местным
вырывам материала с последующим, абразивным разрушением поверхности трения.
Под
нагруженностью
фрикционной
пары
понимается
совокупность
условий
эксплуатации:
давление
поверхностей трения, скорость относительного скольжения пар, длительность одного цикла нагружения,
среднечасовое число нагружений, температура контактного слоя трения.
Главные требования, предъявляемые к трущимся парам, включают стабильность коэффициента трения,
высокую износостойкость пары трения, малые модуль упругости и твердость материала, низкий коэффициент
теплового расширения, стабильность физико-химического состава и свойств поверхностного слоя, хорошая
прирабатываемость
фрикционного
материала,
достаточная
механическая
прочность,
антикоррозийность,
несхватываемость, теплостойкость и другие фрикционные свойства.
Основные факторы нестабильности трения - нарушение технологии изготовления фрикционных элементов;
отклонения
размеров
отдельных
деталей,
даже
в
пределах
установленных
допусков;
несовершенство
конструктивного исполнения с большой чувствительностью к изменению коэффициента трения.
Абразивный износ фрикционных пар подчиняется следующим закономерностям. Износ пропорционален пути
трения s,
=ks s,
(2.1)
а интенсивность износа— скорости трения
k s v
(2.2)
Износ не зависит от скорости трения, а интенсивность износа на единицу пути трения пропорциональна
удельной нагрузке р,
kp p
s
(2.3)

291.

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

292.

Исходными посылками для разработки методики расчета ФПС являются экспериментальные
исследования одноболтовых нахлесточных соединений [13],
позволяющие вскрыть основные
особенности работы ФПС.
Для
выявления
этих
особенностей
в
НИИ
мостов
в
1990-1991
гг.
были
выполнены
экспериментальные исследования деформирования нахлесточных соединений такого типа. Анализ
полученных диаграмм деформирования позволил выделить для них 3 характерных стадии работы,
показанных на рис. 3.1.
На первой стадии нагрузка Т не превышает несущей способности соединения [Т], рассчитанной как
для обычного соединения на фрикционных высокопрочных болтах.
На второй стадии Т > [Т] и происходит преодоление сил трения по контактным плоскостям
соединяемых
элементов
при
сохраняющих
неподвижность
шайбах высокопрочных болтов. При этом за счет деформации
болтов в них растет сила натяжения, и как следствие растут силы
трения по всем плоскостям контактов.
На третьей стадии происходит срыв с места одной из шайб и
дальнейшее взаимное смещение соединяемых элементов. В
процессе подвижки наблюдается интенсивный износ во всех
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.
контактных
парах,
болтов
как
следствие,
снижение
процессе
испытаний
наблюдались
и,
сопровождающийся
падением
натяжения
несущей
способности
соединения.
В
выхода из строя ФПС:
следующие
случаи

293.

• 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;
• 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.

294.

Если учесть известные результаты [11,20,21,26], показывающие, что закрытие зазора приводит к
недопустимому росту ускорений в конструкции, то проверки (б) и (в) заменяются проверкой,
ограничивающей перемещения ФПС и величиной фактического зазора в соединении u0.
Решение вопроса об износе контактных поверхностей ФПС и подвижке в соединении должно
базироваться на задании диаграммы деформирования соединения, представляющей зависимость его
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 спосо бности 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:

295.

(3.2)
N N0 a N1 N2
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:
1
k N0 a 1 e
kas
k e ka( s z ) k f ( z ) ( z ) dz ,
s
0
или
k N0 a
1
e
kas
s
k k f ( z ) ( z ) e kazdz N0 a 1 .
0
(3.5)
3.3. Решение общего уравнения для стыковых ФПС

296.

Для стыковых соединений общий интеграл (3.5) существенно упрощается, так как в этом случае
N 1 N 2 0 , и обращаются в 0 функции
и ( z ) , входящие в (3.5). С учетом сказанного
f(z)
использование интеграла. (3.5) позволяет получить следующую формулу для определения величины
износа :
1 e kas k N0 a 1
(3.6)
Падение натяжения N при этом составит:
N 1 e kas k N0 ,
(3.7)
а несущая способность соединений определяется по формуле:
T T0 f N T0 f 1 e kas k N 0 a 1
(3.8)
T0 1 1 e kas k a 1 .
Как видно из полученной формулы относительная несущая
способность соединения КТ =Т/Т0 определяется всего двумя
параметрами - коэффициентом износа k и жесткостью болта на
а.
растяжение
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
Эти
параметры
могут быть заданы с достаточной
точностью
этого
и
необходимые
данные
для
имеются
в
справочной литературе.
На
рис.
зависимости
3.2
КТ(s)
приведены
для
болта
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
диаметром 24 мм и коэффициента
- l=20 мм; - l=30 мм; - l=40 мм;
- l=50 мм; - l=60 мм; - l=70 мм; - l=80 мм
различных
износа
k~5×10-8
значениях
H-1
при
толщины

297.

пакета l, определяющей жесткость болта а. При этом для наглядности несущая способность
соединения Т отнесена к своему начальному значению T0, т.е. графические зависимости представлены
в безразмерной форме. Как видно из рисунка, с ростом толщины пакета падает влияние износа листов
на несущую способность соединений. В целом падение несущей способности соединений весьма
существенно и при реальных величинах подвижки s 2 3см составляет для стыковых соединений 8094%. 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:

298.

1
L
1
2
du
1 dx
dx
1
1
1
2
2
2
s 2 2
1
2
x
8l 2 1
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
2
Удлинение болта при этом определится по формуле:
s 2 2
l L l
.
8l
(3.10)
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 :
f(s)
s2
( 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 .
s
(3.12)
Указанным условиям удовлетворяет функция (s) следующего вида:

299.

( 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
( s ) I ( Sпл ) k1(
( S пл s )
e
e
),
NT
N N пл
1 ek1a( S пл s ) T
k1a
k1 a
(3.15)
k1a( S пл s )
при s<S0
( s ) II ( S0 )
N ( S0 )
( 1 e k 2 a( s S0 ) ).
a
(3.16)
Несущая способность соединения определяется при этом выражением:
(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.

300.

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.
Рис. 3.4 Теоретическая диаграмма
деформирования ФПС

301.

302.

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

303.

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
Рис. 4.1 Общий вид образцов ПС с болтами

304.

увеличение их диаметра. Поэтому было рассмотрено ФПС с болтами наибольшего диаметра 48 мм.
Общий вид образцов показан на рис. 4.1.
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 ВЖС41
после
дробеструйной
очистки.
Болты
были
предварительно
протарированы
с
помощью
электронного пульта АИ-1 и при сборке соединений натягивались по этому же пульту в соответствии с
тарировочными зависимостями ручным ключом на заданное усилие натяжения N0.
Испытания проводились на пульсаторах в НИИ мостов и на универсальном динамическом стенде
УДС-100 экспериментальной базы ЛВВИСКУ. В испытаниях на стенде импульсная нагрузка на ФПС
обеспечивалась путем удара движущейся массы М через резиновую прокладку в рабочую тележку,
связанную с ФПС жесткой тягой. Масса и скорость тележки, а также жесткость прокладки подбирались
таким образом, чтобы при неподвижной рабочей тележке получился импульс силы с участком, на
котором сила сохраняет постоянное значение, длительностью около 150 мс. Амплитудное значение
импульса силы подбиралось из условия некоторого превышения несущей способности ФПС. Каждый
образец доводился до реализации полного смещения по овальному отверстию.
Во время испытаний на стенде и пресс-пульсаторах контролировались следующие параметры:
• величина динамической продольной силы в пакете ФПС;
• взаимное смещение пластин ФПС;
• абсолютные скорости сдвига пластин ФПС;
• ускорение движения пластин ФПС и ударные массы (для испытаний на стенде).
После каждого нагружения проводился замер напряжения высокопрочного болта.

305.

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: до проскальзывания элементов соединения, после проскальзывания листов пакета и
после проскальзывания шайбы относительно наружного листа пакета. Вместе с тем, необходимо
отметить существенный разброс полученных диаграмм. Это связано, по-видимому, с тем, что в
проведенных испытаниях принят наиболее простой приемлемый способ обработки листов пакета.
Несмотря на наличие существенного разброса, полученные диаграммы оказались пригодными для
дальнейшей обработки.

306.

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 расчетной и
экспериментальной диаграммами деформирования, причем невязка суммировалась по точкам
цифровки экспериментальной диаграммы.
Для поиска искомых значений параметров для болтов диаметром 24 мм последние варьировались
в следующих пределах:
k1, k2— от 0.000001 до 0.00001 с шагом 0.000001 Н; kv— от 0 до 1 с шагом 0.1 с/мм;
S0 — от величины Sпл до 25 с шагом 1 мм; Sпл — от 1 до 10 с шагом 1 мм;

307.

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;
На
рис.
4.4
и
4.5
характерные
приведены
диаграммы
деформирования
ФПС,
полученные
экспериментально и соответствующие
им
теоретические
диаграммы.
Сопоставление расчетных и натурных
Рис.4.4
Рис. 4.5
данных
указывают
на
то,
подбором
параметров
ФПС
добиться
хорошего
что
удается
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
5
14
35
0.1
8 4.2 0.0006
0.3 370 310
1
6
6
11
0.2 12
9 0.0000 0.3 120 100
7
8
20
0.2 19 16 0.0000 0.3 106 130

308.

8
8
15
0.3
9
2.5 0.0002 0.35 154 75
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 рассмотренной обработкой поверхности (обжиг листов пакета). Вместе с тем,
переход от одноболтовых к многоболтовым соединениям должен снижать разброс в параметрах
диаграммы деформирования.
Таблица. 4.2.
Результаты статистической обработки значений параметров ФПС
Значения параметров
Параметры
математическо среднеквадратичн
соединени
е
ое
6я
1
ожидание
отклонение
k1 10 , КН9.25
2.76
6
1
k2 10 , кН21.13
9.06
kv с/мм
0.269
0.115
S0, мм
11.89
3.78
Sпл , мм
8.86
4.32
-1
q, мм
0.00019
0.00022
f0
0.329
0.036
Nо,кН
165.6
87.7
165.6
88.38
5. ОЦЕНКА ПАРАМЕТРОВ ДИАГРАММЫ

309.

ДЕФОРМИРОВАНИЯ МНОГОБОЛТОВЫХ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ (ФПС)
5.1. Общие положения методики расчета
многоболтовых ФПС
Имеющиеся теоретические и экспериментальные исследования одноболтовых ФПС позволяют
перейти к анализу многоболтовых соединений. Для упрощения задачи примем широко используемое в
исследованиях фрикционных болтовых соединений предположение о том, что болты в соединении
работают независимо. В этом случае математическое ожидание несущей способности T и дисперсию DT
(или среднеквадратическое отклонение T ) можно записать в виде:
T( s )
DT
T ( s , 1 , 2 ,... k ) p1( 1 ) p2 ( 2 )...pk ( k )d 1d 2 ...d k
2
( T T ) p1 p2 ... pk d 1d 2 ...d k
(5.1)
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.

310.

pi(ai) — функция плотности распределения i-го параметра; по имеющимся данным нам известны
лишь среднее значение i и их стандарт (дисперсия).
Для дальнейших исследований приняты два возможных закона распределения параметров ФПС:
равномерное в некотором возможном диапазоне изменения параметров min i max и нормальное.
Если учесть, что в предыдущих исследованиях получены величины математических ожиданий i и
стандарта i , то соответствующие функции плотности распределения записываются в виде:
а) для равномерного распределения
pi
1
при 3 3
2 i 3
(5.4)
и pi = 0 в остальных случаях;
б) для нормального распределения
pi
1
i 2
2
i ai
e
2 i 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:

311.

T=Toe-kas .
В
(5.6)
случае
равномерного
распределения
математическое
ожидание
несущей
способности
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
При
sh( sa k 3 )
sa k
(5.7)
.
нормальном
законе
распределения
математическое
соединения из п болтов определится следующим образом:
T n
kas
Te
1
T 2
e
( T T ) 2
2 T 2
1
k 2
e
( k k )2
2 k 2
dkdT
( k k )2
( T T ) 2
1
1
2 k 2
2 T 2
kas
n
Te
dT
e
e
dk
.
T 2
k 2
Если учесть, что для любой случайной величины x с математическим ожиданием x функцией
распределения р(х} выполняется соотношение:
x x p( x ) dx ,
то первая скобка. в описанном выражении для вычисления несущей способности соединения Т
равна математическому ожиданию начальной несущей способности Т0. При этом:
T nT0
1
k
kas
e
2
( k k )2
2 k 2
dk .
Выделяя в показателе степени полученного выражения полный квадрат, получим:

312.

T nT0
nT0
1
k 2
1
k 2
k k as k2 2 as k as k2
2 k2
e
2
dk
2
as 2
k k as k2
k
as k
2
2 k2
e
e
dk .
Подынтегральный член в полученном выражении с учетом множителя
1
k 2
представляет не что
иное, как функцию плотности нормального распределения с математическим ожиданием k as k2 и
среднеквадратичным
отклонением
k.
По
этой
причине
интеграл
в
полученном
выражении
тождественно равен 1 и выражение для несущей способности соединения принимает окончательный
вид:
T nT0 e
ask
a 2 s 2 k2
2
.
(5.8)
Соответствующие принятым законам распределения дисперсии составляют:
для равномерного закона распределения
2
2
D nT0 e 2 ask 1 T F ( 2 x ) F ( x )2 ,
2
T0
где F ( x )
(5.9)
shx
; x sa k 3
x
для нормального закона распределения
2
2
2 1
D n T0 T2 1 ( A1 ) e A1 T0 e A 1 ( A ) ,
2
(5.10)

313.

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
kas
T
1
e
nT0
sh( x )
x .
(5.11)
коэффициент перехода от одноболтового к многоболтовому соединению
T
1
nT0 e
kas
sh( x )
.
x
(5.12)
Наконец для относительной величины среднеквадратичного отклонения
с с использованием
формулы (5.9) нетрудно получить
1
nT0 e kas
2
1
T2 sh2 x shx
1
.
2 2 x
n
x
T0
(5.13)
Аналогичные зависимости получаются и для случая нормального распределения:
2
1 A
e 1 ( A ) ,
2
(5.14)
2 2
2
k s
1 2 kas
e
1 ( A ) ,
2
(5.15)

314.

2
2
T2
1
A1 1 A
1 2 1 ( A1 ) e e 1 ( A ) ,
n
2
T0
(5.16)
где
k2 s 2
A
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 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

315.

Для анализа этого предела учтем известное в теории вероятности соотношение:
x2
1 2 1
lim 1 x lim
e
.
x
x
x
2

316.

1=
а)
S, мм

317.

2=Т/nT0
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;

318.

1
а)
S, мм

319.

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

320.

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

321.

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 n
T ( S ) p( k ) p( S0 ) p( Tmax ) dk dS0 dT0 dTmax n I1 I 2
(5.22)
k S0 T0 Tmax
Обратимся сначала к вычислению первого интеграла. После подстановки в (5.22) представления для Т1 согласно (5.20) интеграл I1 может быть представлен в
виде суммы трех интегралов:
s
I 1 T0 ( Tmax T0 ) s , S 0 p( S 0 ) p( T0 ) p( Tmax )
S0
S0 T0 Tmax
dS 0 dT0 dTmax I 1,1 I 1,2 I 1,3
где
(5.23)

322.

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

323.

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)

324.

S0 s 3
1
ln
при s S 0 s 3
2 s 3 S 0 s 3
S0 s 3
1
2
ln
при S 0 s 3 s S 0 s 3
s
2 s 3
0 при s S 0 s 3
(5.31)
Аналитическое представление для интеграла (5.23) весьма сложно. Для большинства видов
распределений его целесообразно табулировать; для равномерного распределения интегралы I1 и I2
представляются в замкнутой форме:
S0 s 3
S
ln
при S S 0 s 3
T 0 ( T max T 0 )
2
3
S
3
0
s
s
S0 s 3
S0 s 3
1
( T max T 0 )S ln
I1
T 0 S 0 s 3 S ln
(5.32)
s
s
2
3
s
при S 0 s 3 S S 0 s 3
0 при S S 0 3
s
0 при S S 0 s 3
I2 T m
F( S ) F( s 3 )
2 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
формулы
подтверждены
результатами
экспериментальных
исследований
многоболтовых соединений и рекомендуются к использованию при проектировании сейсмостойких
конструкций с ФПС.

325.

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

326.

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

327.

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.
Таблица 6.2.
Номинальна Длина резьбы 10
16 18 20 22
я
длина резьбы d
40
*
45
38 *
стержня
50
38 42 *
55
38 42 46 *
60
38 42 46 50
65
38 42 46 50
70
38 42 46 50
75
38 42 46 50
80
38 42 46 50
85
38 42 46 50
90
38 42 46 50
95
38 42 46 50
100
38 42 46 50
105
38 42 46 50
110
38 42 46 50
115
38 42 46 50
120
38 42 46 50
125
38 42 46 50
130
38 42 46 50
при номинальном диаметре
24 27 30 36 42 48
*
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
60
66
66
66
66
66
66
66
66
66
66
66
66
78
78
78
78
78
78
78
78
78
90
90
90
90
90
90
102
102
102
102
102

328.

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 ТУ-14-1-3282-81, для несущей структуры - оловянистую
бронзу БРОФ10-8 по ГОСТ, для рабочего тела - припой ПОС-60 по ГОСТ.
Примечание: Приведенные данные действительны при сроке хранения несобранных конструкций
до 1 года.
6.2. Конструктивные требования к соединениям
В конструкциях соединений должна быть обеспечена возможность свободной постановки
болтов, закручивания гаек и плотного стягивания пакета болтами во всех местах их постановки
с применением динамометрических ключей и гайковертов.
Номинальные диаметры круглых и ширина овальных отверстий в элементах для пропуска
высокопрочных болтов принимаются по табл.6.3.
Таблица 6.3.
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
определяющи
20
23
25
28
30
33
36
40
45
52

329.

Длины овальных отверстий в элементах для пропуска 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 ФПС и направления смещений соединяемых элементов.
При необходимости в пределах одного овального отверстия может быть размещено более
одного болта.
Все контактные поверхности деталей ФПС, являющиеся внутренними для ФПС, должны
быть обработаны грунтовкой ВЖС 83-02-87 после дробеструйной (пескоструйной) очистки.
Не допускается осуществлять подготовку тех поверхностей деталей ФПС, которые являются
внешними поверхностями ФПС.
Диаметр болтов ФПС следует принимать не менее 0,4 от толщины соединяемых пакета
соединяемых деталей.
Во всех случаях несущая способность основных элементов конструкции, включающей ФПС,
должна быть не менее чем на 25% больше несущей способности ФПС на фрикционнонеподвижной стадии работы ФПС.
Минимально допустимое расстояние от края овального отверстия до края детали должно
составлять:
- вдоль направления смещения >= 50 мм.

330.

- 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 должны быть подготовлены
посредством либо пескоструйной очистки в соответствии с указаниями ВСН 163-76, либо
дробеструйной очистки в соответствии с указаниями.
Перед обработкой с контактных поверхностей должны быть удалены заусенцы, а также
другие дефекты, препятствующие плотному прилеганию элементов и деталей ФПС.
Очистка должна производиться в очистных камерах или под навесом, или на открытой
площадке при отсутствии атмосферных осадков.
Шероховатость поверхности очищенного металла должна находиться в пределах 25-50 мкм.
На очищенной поверхности не должно быть пятен масел, воды и других загрязнений.
Очищенные контактные поверхности должны соответствовать первой степени удаления
окислов и обезжиривания по ГОСТ 9022-74.
Оценка шероховатости контактных поверхностей производится визуально сравнением с
эталоном или другими апробированными способами оценки шероховатости.

331.

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
фильтровальной
бумаги.
Оценку
степени
обезжиривания
определяют по наличию или отсутствию масляного пятна на фильтровальной бумаге.
Длительность перерыва между пескоструйной очисткой поверхности и ее консервацией не
должна превышать 3 часов. Загрязнения, обнаруженные на очищенных поверхностях, перед
нанесением
консервирующей
грунтовки
ВЖС
83-02-87
должны
быть
удалены
жидким
калиевым стеклом или повторной очисткой. Результаты проверки качества очистки заносят в
журнал.
6.4. Приготовление и нанесение протекторной грунтовки ВЖС 83-02-87.
Требования к загрунтованной поверхности. Методы контроля
Протекторная грунтовка ВЖС 83-02-87 представляет собой двуупаковочный лакокрасочный
материал, состоящий из алюмоцинкового сплава в виде пигментной пасты, взятой в количестве
66,7% по весу, и связующего в виде жидкого калиевого стекла плотностью 1,25, взятого в
количестве 33,3% по весу.
Каждая партия материалов должна быть проверена по документации на соответствие ТУ.
Применять материалы, поступившие без документации завода-изготовителя, запрещается.

332.

Перед смешиванием составляющих протекторную грунтовку ингредиентов следует довести
жидкое калиевое стекло до необходимой плотности 1,25 добавлением воды.
Для приготовления грунтовки ВЖС 83-02-87 пигментная часть и связующее тщательно
перемешиваются и доводятся до рабочей вязкости 17-19 сек. при 18-20°С добавлением воды.
Рабочая вязкость грунтовки определяется вискозиметром ВЗ-4 (ГОСТ 9070-59) по методике
ГОСТ 17537-72.
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 +1820°С.
Наносить грунтовку следует равномерным сплошным слоем, добиваясь окончательной
толщины нанесенного покрытия 90-110 мкм. Время нанесения покрытия при естественной
сушке при температуре воздуха 18-20 С составляет 24 часа с момента нанесения последнего
слоя.

333.

Сушка загрунтованных элементов и деталей во избежание попадания атмосферных осадков
и других загрязнений на невысохшую поверхность должна проводится под навесом.
Потеки, пузыри, морщины, сорность, не прокрашенные места и другие дефекты не
допускаются. Высохшая грунтовка должна иметь серый матовый цвет, хорошее сцепление
(адгезию) с металлом и не должна давать отлипа.
Контроль толщины покрытия осуществляется магнитным толщиномером ИТП-1.
Адгезия определяется методом решетки в соответствии с ГОСТ 15140-69 на контрольных
образцах, окрашенных 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 правила при окрасочных работах с применением ручных распылителей"
(Министерство здравоохранения СССР, № 991-72)
"Инструкцию по санитарному содержанию помещений и оборудования производственных
предприятий" (Министерство здравоохранения СССР, 1967 г.).
При пневматическом методе распыления, во избежание увеличения туманообразования и
расхода лакокрасочного материала, должен строго соблюдаться режим окраски. Окраску
следует производить в респираторе и защитных очках. Во время окрашивания в закрытых
помещениях
маляр
должен располагаться
таким образом, чтобы
струя лакокрасочного

334.

материала
имела
направление преимущественно в сторону воздухозаборного отверстия
вытяжного
зонта.
При
работе
на
открытых
площадках
маляр
должен
расположить
окрашиваемые изделия так, чтобы ветер не относил распыляемый материал в его сторону и в
сторону работающих вблизи людей.
Воздушная магистраль и окрасочная аппаратура должны быть оборудованы редукторами
давления и манометрами. Перед началом работы маляр должен проверить герметичность
шлангов,
исправность
присоединения
окрасочной
воздушных
аппаратуры
шлангов
к
и
инструмента,
а
краскораспределителю
и
также
надежность
воздушной
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
необходимо обильно промыть загрязненные места.
оболочки
глаз
или
дыхательных
путей

335.

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

336.

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

337.

338.

339.

340.

341.

342.

343.

344.

345.

346.

347.

348.

349.

350.

351.

352.

Численные исследования модульных систем трѐхгранных ферм
плоских покрытий зданий
http://www.ivdon.ru/ru/magazi
ne/archive/n6y2022/7687
Модульные трёхгранные фермы плоских покрытий
Е. А. Мелёхин
https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-23-2-65-78
ПОЛНЫЙ ТЕКСТ:
PDF (RUS)
Аннотация
Об авторе
Список литературы
Cited By (1)
Рассматриваются
модульные трѐхгранные фермы
АННОТАЦИЯ
плоских покрытий зданий с поперечным
членением на отправочные модули. Отмечены
особенности конструкций монтажных узлов
сопряжения смежных модулей. Применение
модульной системы ориентировано на массовое
производство. Доставка модулей осуществляется
различным грузовым транспортом. Приведены
основные положения геометрического расчѐта
транспортировки модулей и пример
использования транспорта, оснащенного
крановой установкой.
Представлены вариативные расчѐтные модели
модулей трехгранной фермы, и обобщены
результаты их статических расчѐтов. Учтены
различные пространственные положения и
значения собственного веса элементов.
По результатам оценки деформативности обоснована установка дополнительных временных и постоянных элементов. Предложены технологические решения по
монтажу конструкций покрытий. Рассмотрены технические решения по обеспечению конструктивной жѐсткости, сохранности модулей при монтаже, складировании
и безопасной транспортировке.

353.

трѐхгранная ферма, компоновка модульной
системы, статические и геометрические
расчеты, оценка деформативности
модулей, монтаж и безопасная транспортировка
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА
Для цитирования:
Мелѐхин Е.А. Модульные трѐхгранные фермы
плоских покрытий. Вестник Томского
государственного архитектурностроительного университета. 2021;23(2):6578. https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-23-265-78
For citation:
Melekhin E.A. Modular trihedral trusses of flat
roofs. Vestnik Tomskogo gosudarstvennogo
arkhitekturno-stroitel'nogo universiteta. JOURNAL of
Construction and Architecture. 2021;23(2):65-78. (In
Russ.) https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-232-65-78
https://vestnik.tsuab.ru/jour/ar
ticle/view/970
Напряженно-деформированное состояние трехгранной фермы с неразрезными поясами пятигранного
составного профиля
Евгений Анатольевич Мелёхин
https://doi.org/10.22227/2305-5502.2023.1.4
https://nsojout.elpub.ru/jour/article/view/91

354.

Rekonstruktsiya domov pervay massovoy serii ispolzuvaniem modulnix trexgrannix ferm predvaritelnim
naprayzheniem171 стр
Анализ напряженно-деформированного состояния пролетной трехгранной фермы при
линейных нагрузках
https://ppt-online.org/1356928
Мелёхин Евгений Анатольевич Национальный исследовательский Московский
государственный строительный университет
(НИУ МГСУ)
DOI: 10.22227/1997-0935.2023.4.556571Страницы: 556-571Введение. Рассматриваются
конструкции трехгранных ферм для покрытий и
перекрытий производственных и общественных
зданий, различных комбинированных систем, а
также в качестве конструкций эстакад линейных
объектов в разных районах строительства.
Представлена запатентованная разработка
конструкции пространственной трехгранной
фермы с неразрезными поясами замкнутого
составного сечения из прокатных профилей с бесфасоночными узлами сопряжения. Пятигранное составное сечение поясных стержней компонуется из прокатных
элементов швеллера и уголка. Цель численных исследований — оценка напряженно-деформированного состояния (НДС) пролетной трехгранной фермы с
размещением покрытия из профилированного настила непосредственно по ее верхним неразрезным поясам, систематизация полученной информации для
обоснования элементного состава конструкций, а также формирование верификационной базы численных экспериментов для дальнейшего развития
комплексных научных исследований. Материалы и методы. В основе численных исследований используется пространственно-стержневая модель пролетной
трехгранной фермы. Принятой методикой учитывается приложение линейных статических нагрузок с нулевой изменчивостью значений, которое моделирует
размещение ограждающей конструкции покрытия из профнастила по верхним поясам. Адаптация метода единичных нагрузок ориентирована на оценку реакции
стержневой системы для анализа и сопоставления данных с результатами последующих задач в рамках комплексных научных исследований. Результаты.
Получены результаты, характеризующие НДС модели трехгранной фермы в виде распределения усилий в стержнях и вертикальных перемещений узлов.
Проведен их анализ, установлены зависимости и выявлены закономерности. Выводы. Анализ полученных результатов свидетельствует о том, что принятая
расчетная модель трехгранной фермы адекватно отражает ее НДС. Практическое применение результатов численных исследований состоит в возможности их
использования для обоснования элементного состава при проектировании конструкции трехгранной фермы. Полученные результаты включены в базу
верификационных данных для последующих численных исследований изучения действительной работы пролетных трехгранных ферм.
трехгранная ферма;
численные исследования;

355.

метод конечных элементов;
расчетная модель;
напряженно-деформированное состояние;
бесфасоночный узел;
Л и т е р а т у р а
СКАЧАТЬ (RUS)
http://nso-journal-03.mgsu.ru/ru/component/sjarchive/issue/article.display/2023/4/556-571

356.

357.

358.

359.

360.

361.

362.

363.

364.

365.

366.

367.

368.

369.

370.

371.

372.

373.

374.

375.

376.

377.

378.

379.

380.

381.

382.

383.

384.

385.

386.

387.

388.

389.

390.

391.

392.

393.

394.

395.

396.

397.

398.

399.

400.

401.

402.

403.

404.

405.

406.

407.

Строительные элементы в виде комбинированных пространственных трехгранных ферм-балок (перекрытия)
из прямоугольных труб ( изобретение № 154158) , комбинированных пространственных структурных
перекрытий ( патент № 80471), с предварительным напряжением ( Е.А.Мелехин «Трехгранные фермы с
предварительным напряжением для плоских покрытий, Мелехин Е.А., НИУ МГСУ «Напряженно –
деформируемое состояние трехгранных ферм с неразрезными поясами пятигранного составного профиля»),
с использованием решетчатой пространственный узел покрытия (перекрытия) из перекрестных ферм типа
«Новокисловодск» патент № 153753, соединенные «Монтажное устройство для разборного соединения
элементов стрелы башенного крана,(патент 2336220 ), c учетом изобретений, изобретенных в СССР проф. дтн
ПГУПС А.М.Уздиным [email protected] (921) 788-33-64 SU №№ 1143895, 1168755, 1174616? 2550777, 858604,
1760020, 165076, 2010136746, 154506 ), для жилых домов первой массовой серии, частей надстройки
пятиэтажки (хрущевки) здания, при реконструкции без выселения, без крановой сборки, со сборкой узлов на
крыше модернизированной пятиэтажки, с устройством террас, с подземным этажом- бомбоубежищем, в
четыре наката ( « Конструкция противоснарядной защиты» № 2023112836 от 17.05.2023 вх 0272981 ) и
согласно заявки на изобретение, от 16.06.2023, б/ н регистр:«Способ надстройки пятиэтажного здания без
выселения» ), с помощью монтажной лебедки.
О СТАТЬЕ: Получена: 29 июня 2023 Принята: 29 июня 2023 Опубликована: 29 июня 2023
Ключевые слова: реконструкция, модернизация, дома первых массовых серий, физический износ,
надстройка, пристройка, техническое состояние, экономический эффект, новое жилье
© СПб ГАСУ

408.

Авторы публикации: проф дтн ПГУПС Темнов Владимир Григорьевич [email protected]
[email protected] ( 911) 175-84-65 Богданова Ирина Александровна
[email protected] , Коваленко Елена Ивановна [email protected], Елисеева
Владислав Кириллович [email protected] , Елисеева Яна Кирилловна
[email protected] , Уздина Александр Михайлович [email protected] (921) 788-33-64
, Егорова Ольга Александровна [email protected] , Президента организации "Сейсмофонд"
при СПбГАСУ ИНН : 2014000780, ОГРН 1022000000824 [email protected]
/ Х.Н.Мажиев,
Кафедра технологии строительных материалов и метрологии СПб ГАСУ , дтн, проф –консультант
Ю.М.Тихонов [email protected] Заведующий лабораторией Политех, Гидрокорпус 2, оф
104 Инж.-Строит факультет СПбГПУ /Е.Л.Алексеева [email protected] Кафедра технологии
строительных материалов и метрологии СПб ГАСУ , ктн доц
/И.У.Аубакирова/
[email protected] стажер СПб ГАСУ Кадашов Александр Иванович т/ф (812) 694-78-10
Подтверждение компетентности Номер решения о прохождении процедуры подтверждения
компетентности 8590-гу (А-5824) СПб ГАСУ (ЛИСИ)
Подтверждение компетентности
организации https://pub.fsa.gov.ru/ral/view/13060/applicant
Особенности расчетной ПК SCAD трехгранных ферм с предварительным
напряжением с неразрезными поясами пятигранного составного профиля
для плоских покрытий реконструируемых домов первой массовой
серии
УДК 624.01/04

409.

В статье рассматривается расчетная схема трехгранной фермы - образующего блока
бесфасоночного складчатого покрытия с пентагональным сечением верхнего пояса. В такой
стержневой системе при действии внешней нагрузки происходит изменение формы сечения
поясов, что приводит к возникновению податливости в узлах сопряжения поясов с раскосной
решеткой и снижению пространственной жесткости конструкции. Произведенная оценка
податливости узловых соединений позволяет уточнить расчетную схему. В результате этого
получена деформированная схема трехгранной фермы, которая хорошо согласуется с
экспериментальными данными.
Трехгранная пространственная ферма является образующим блоком стального складчатого
покрытия с пентагональным сечением верхнего пояса. Особенностью данной конструктивной
формы является составное сечение верхнего пояса, которое образовано путем стыковки швеллера
и уголка так, чтобы они формировали пятигранный контур замкнутого сечения *1, 2+. К поясному
уголку без фасонок примыкают раскосы из одиночных уголков. Таким образом, в узлах
конструкции к стержню замкнутого сечения примыкают стержни открытого сечения.
Для проведения экспериментальных исследований данной конструктивной формы была

410.

изготовлена натурная модель трехгранной пространственной фермы, пролетом 12 м и высотой 1,5
м *3+, которая образована из двух наклонных ферм с нисходящими опорными раскосами и
треугольной раскосной решеткой. Для обеспечения геометрической неизменяемости в процессе
эксперимента смежные узлы нижних поясов по горизонтали связаны затяжками из уголков.
Расчетная схема такой конструкции представляет пространственную стержневую систему с
шарнирным примыканием раскосов к поясам (рис. 1).

411.

Рис. 1. Расчетная схема трехгранных ферм с предварительным напряжением с неразрезными поясами пятигранного составного профиля для
плоских покрытий реконструируемых домов первой массовой серии
При реализации расчетной схемы были учтены как технологические факторы (расцентровка узлов),
так и дефекты изготовления (погнутия элементов, не предусмотренные проектом эксцентриситеты
в узлах). В результате проведения расчетов было оценено напряженно-деформированное
состояние конструкции.
Проведенные испытания конструкции на стенде при проектном положении (цель, задачи,
методика проведения и основные результаты эксперимента опубликованы в *3+) для упругой
стадии работы материала выявили достаточно хорошее совпадение напряжений в поясах с
теоретическими значениями. Среднее расхождение в каждом исследуемом сечении не превысило
±5%. В раскосах расхождение значительно больше, что вызвано появлением изгибных нормальных
напряжений, не учитываемых расчетной схемой, которая предусматривает шарнирное
примыкание раскосов к поясам. Причем возникают оба изгибающих момента MX и MY,

412.

относительные эксцентриситеты которых для наиболее сжатого раскоса (раскосы 3-10, 7-13 на рис.
1) составляют mX = 0,9, mY = 1,7.
Характер вертикальных перемещений соответствует расчетной схеме пространственной фермы.
Однако измеренные перемещения при максимальной нагрузке значительно превышают
полученные из расчета для всех реализованных вариантов загружения. Наименьшее расхождение
между максимальными теоретическими и экспериментальными прогибами, составляющее 6%,
происходит при внеузловой нагрузке сосредоточенной силой, приложенной в центре каждой
панели верхнего пояса. Наибольшее расхождение, достигающее 25%, происходит при узловом
загружении трехгранной фермы. При равномерно распределенной нагрузке это расхождение
составляет 10 – 12,5%. Такое явление происходит из-за сниженной пространственной жесткости
конструкции.
Возможными причинами снижения пространственной жесткости могут стать:
1. податливость прерывистых сварных швов, соединяющих швеллер и уголок верхнего пояса;
2. продольная (по направлению раскосов) упругая податливость узлов сопряжения поясов и
раскосов.
Для оценки податливости поясных сварных швов верхнего пояса в панели 3-5 (рис. 1)
экспериментальной модели были установлены индикаторы МИТ (цена деления 0,001 мм),
которые фиксировали смещение верхней части сечения относительно нижней в местах сварных
швов и в местах их отсутствия. При загружении конструкции нагрузкой, составляющей 75% от
предельной, показания приборов не превышали 0,005 мм. При таких смещениях происходит
снижение изгибной жесткости верхнего пояса трехгранной фермы. Однако введение пониженной

413.

эквивалентной жесткости верхнего пояса не приводит к значительному увеличению прогибов всей
конструкции, а лишь вызывает увеличение местных прогибов в пределах каждой панели.
Другой возможной причиной снижения пространственной жесткости трехгранной фермы является
податливость узловых сопряжений поясов с раскосной решеткой. Это явление связано с
конструктивной особенностью узлов: раскосы из одиночных уголков торцами примыкают к
поясному уголку, вызывая в них местный изгиб полок от усилий, возникающий в раскосах.
Происходит изменение пространственной формы сечения верхнего пояса (рис. 2).
Таким образом, расчетная схема трехгранной пространственной фермы будет представлять
стержневую систему с продольной (по направлению раскоса) податливостью в узлах,
примыкающих к поясам раскосов (рис. 3).
Для оценки влияния податливости узлов на пространственную жесткость конструкции решен
комплекс задач изгиба полки поясного уголка, загруженного локальной нагрузкой от усилия,
возникающего в раскосе. Полка равнополочного уголка 80х10 рассматривалась в виде полосы,
находящейся в состоянии равновесия под действием нагрузки. Полоса, длина которой принята в
10 раз больше ширины, разбивалась сеткой конечных элементов оболочки, каждый из которых
имеет 6 степеней свободы в узлах. После проведенных расчетов проанализирована
деформированная схема полосы. Нагрузка от примыкающих раскосов вызывает в полосе
локальные деформации полки уголка, которые быстро угасают.

414.

Рис. 2. Изменение Рис. 3. Податливое
пространственной
примыкание раскосов
формы сечения
к верхнему поясу
На рис. 4 представлены изолинии перемещений полосы поясного уголка для узла 5 (см. рис. 1) при
общей нагрузке на трехгранную ферму 8,4 тонн. Цифрами обозначены значения перемещений в
мм. Значительные перемещения происходят лишь на одной четверти пластины в области
примыкания раскосной решетки (в области действия нагрузки). На расстоянии 0,3 длины пластины
от ее центра, они снижаются в три раза. К концу пластины перемещения практически равны 0.

415.

416.

417.

418.

Рис. 4. Изолинии перемещений полки поясного уголка
При проведении эксперимента производилось наблюдение за изгибом полки поясных уголков в
области примыкающих раскосов. Были установлены индикаторы МИТ, регистрирующие
максимальные прогибы полок уголков. Полученные значения прогибов достаточно близки к
расчетным данным. Так в контролируемой точке узла 16 (см. рис. 1) экспериментальные
перемещения составили 8 × 10-2 мм, а расчетные - 11 × 10-2.
В результате проведенных расчетов была количественно оценена податливость узлов. В табл. 1
приведены расчетные значения абсолютной деформации раскосов при общем значении
равномерно распределенной нагрузке на трехгранную ферму 8,4 т и перемещения концов

419.

раскосов вызванные изгибом полки поясных уголков в области примыкания раскосной решетки.
Из табл. 1 видно, что перемещения от изгиба полки поясного уголка соизмеримы с абсолютными
деформациями раскосов от продольных сил и достигают от 22 до 89 % их значения.
Таблица 1
Перемещения концов раскосов от изгиба полки поясного уголка и абсолютные деформации
раскосов
Тип
А,
№
раскоса сечения см2
от
DL, Перемещения
изгиба полки уголка,
кН мм мм
N,
нижний верхний
сумма
пояс
1-10
3-10
3-11
5-11
пояс
Уг. 50 х
4,8
5
Уг. 80 х
15,1
10
Уг. 50 х
4,8
5
Уг. 75 х
11,5
8
29,2 0,75 0,05
0,012
0,17
0,24 0,04
29,3
0,012
0,16
8,45 0,22 0,032
0,018
0,05
-8,4 0,09 0,036
0,044
0,08

420.

Учет продольной (по направлению раскосов) податливости узлов в расчетной схеме
пространственной трехгранной фермы приводит к снижению общей жесткости раскосной решетки
в 1,5 раз. При этом возрастают вертикальные расчетные перемещения конструкции. В табл. 2
дается сравнение экспериментальных вертикальных перемещений узлов верхнего пояса и
расчетных перемещений при действии равномерно распределенной нагрузки.
Таблица 2
Сравнение экспериментальных и расчетных перемещений верхнего пояса трехгранной фермы
Адрес
Узел 2
данных
S, мм
Узел
Узел 4
3
Узел
5
отличие
от
отличие
от
отличие
от
отличие
от
S,
S,
S,
эксперимента
эксперимента
эксперимента,
эксперимента,
мм
мм
мм
%
%
%
%
Эксперим.
8,3
данные
Расчет
без
учета
7
податливости
Расчет
с
учетом
7,7
податливости
-
5,1
-
8,2
-
7,1
-
16
3,5
30
6,1
27 5
30
7
4,5
11
7,1
13 6,1
15

421.

Анализ расчетных и экспериментальных данных при других схемах загружения привел к
аналогичным выводам. Расхождение между максимальными теоретическими и
экспериментальными прогибами при внеузловой на грузке сосредоточенной силой, приложенной
в центре каждой панели верхнего пояса, составляет 2,4%. Расхождение при узловом загружении
трехгранной фермы сосредоточенной нагрузкой составляет 9%. При дополнительной схеме
загружения равномерно распределенной нагрузкой половины фермы это расхождение 4,2%.
При сравнении экспериментальных и теоретических перемещений как при учете податливости
узлов, так и без учета податливости можно видеть, что чем дальше находятся точки приложения
внешних сил от узлов, тем больше разница в сравниваемых перемещениях. Максимальная
разница наблюдается при узловом загружении. Это вполне закономерно. При узловом загружении
наиболее нагружен узел и деформации в нем, а, следовательно, и его податливость будут
максимальными в отличие от внеузлового загружения.
В отличие от вертикальных перемещений снижение пространственной жесткости конструкции
практически не влияет на внутренние усилия в поясах и раскосах. Произведенные расчеты
трехгранной фермы при варьировании податливостью узлов показывают, что перемещения узлов
конструкции линейно зависят от податливости и при её увеличении в два раза происходит
возрастание перемещений на 90% по сравнению с жесткими узлами. А внутренний изгибающий
момент и продольная сила изменяется не более чем на 4,8%. Это и подтверждается
экспериментально.
Основные выводы

422.

Учет податливости узлов в расчетной схеме привел к возрастанию теоретических вертикальных
перемещений и их отличие от экспериментальных данных при основной схеме загружения
(равномерно – распределенная нагрузка) составляет от 7 до 15 %. Представляется возможным
дальнейшее уточнение расчетной схемы путем анализа напряженно-деформированного состояния
пространственных узлов и оценки изменения их формы в процессе деформирования.
Податливость узлов в меньшей степени влияет на внутренние усилия элементов.
Произведенные расчеты и эксперимент позволил уточнить расчетную схему трехгранной фермы с
пентагональным замкнутым сечением верхнего пояса и приблизить теоретические значения
перемещений к экспериментальным.
Список литературы
1. Свидетельство на полезную модель № 000МПК6 Е04 С3/04. Складчатое покрытие из наклонных
ферм / (Россия) №, Заявлено 12.02.98; 16.12.98, Бюл. №12.
2. М, Матвеев складчатое покрытие. Информационный листок №44-98. Томский МТЦНТИ, 1998 г. –
4 с.
3. , , Косинцев покрытие из прокатных профилей. //Труды НГАСУ, т. 2, №2(4). Новосибирск 1999 С.
43-49.
Материал поступил в редакцию 28.02.2000
A. V. MATVEEV

423.

Features of the designed circuit of a space trihedral farm with pentahedrals by section of a upper belt
The designed scheme of a trihedral girder - forming block of an easy steel coating with pentahedrals
section of an upper belt is considered. In such rod system under external load there is a change of the
form of section of belts, that results in the origin of a pliability in sites of interface of belts with a lattice
and lowering reducing a space rigidity of a construction. The estimation of a pliability of nodal
connections allows to specify the designed scheme. As a result of it the deformed schem of a trihedral
girder is obtained which well is coordinated to experimental data.
Структурные плиты конструкции цнииск
Выполнены в виде пространственных конструкций из стержней в виде блоков
размерами 18*12 и 12*24 м. Сборка их осуществляется тем или иным методом
непосредственно на строительной площадке из отправочных заводских марок. Верхние
пояса, по продольным осям выполняются из прокатного профиля, а верхние
поперечные, нижние пояса и раскосы – из прокатной уголковой стали.

424.

Великолепная семерка : Авторы разработчики «Способа надстройки пятиэтажного здания без выселения» для беженцев Херсона, Мариуполя, Бахмута, с
использем сверхпрочных и сверхлегких комбинированных пространственных структурных трехгранных ферм, с предварительным напряжением, для плоских
покрытий, с неразрезыми поясами пятигранного составного профиля. Изобретатели : Елисев В.К, Темнов В. Г, Коваленко А. И, Егорова О.А,Уздина А. М, Богданов
И.А, Елисеева Я.К (981) 276-49-92, (981) 886-57-42 [email protected]

425.

426.

427.

Русские люли поддержите , кто может помогите копейкой изобретателям, для Фронта, для Победы,
для беженцев СПЕЦвыпуск : серия №1-447-с43 (Беж) реконструкция пятиэтажного дома на 56 Кв. с

428.

надстройкой с двухэтажной мондсандрой . Выполнен прямой расчета SCAD из сверхпрочных и
сверхлегких упругопластических полимерных материалов, неразрезных стальных ферм-балок (GFRP МЕТАЛЛ) с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость ( А.Хейдари,
В.В.Галишниква) для реконструируемых , разрушенных войной домов, первой массовой серии в
г.Бахмуте, Херсоне, Мариуполе и др городах Донецкой и Луганской областях , без крановой сборки, при
критических ситуациях , в среде SCAD 21. Президент общественной организации «Сейсмофонд» при
СПб ГАСУ ИНН 2014000780 ОГРН 1022000000824 Х.Н.Мажиев. СБЕР карта 2202 2056 3053 9333. Счет
получателя 40817 810 5 5503 1236845 Корреспондентки счет 30101 810 5 0000 0000635 тел (921) 96278, тел (911) 17584-65 [email protected] Редактор газеты «Армия Защитников Отечества» инж –
механик Е.И.Андреева (812) 694-78-10 [email protected] [email protected] [email protected]
[email protected] [email protected]

429.

430.

431.

432.

433.

434.

435.

436.

437.

438.

439.

440.

441.

442.

443.

444.

Пролет
структуры
Мах.сжимающие
усилие раскоса, кН
(напряжение МПа)
Мах.растягив
ающее
усилие
раскоса, кН
Мах.усилие в
затяжке, кН
(напряжение
МПа)
Мах.перемещение,
мм
(напряжение
МПа)
6
120,15 (7,68)
99,06 (6,34)
244,58 (240,4)
46,03
9
183,95 (11,16)
159,9 (10,23)
280,36 (275,58)
57,44
12
254,1 (15,56)
215,47 (12,73)
331,54 (325,88)
73,34
15
296,77 (18,99)
264,35 (13,79)
398,92 (392,12)
98,26

445.

446.

447.

448.

449.

United States Patent (19)
Martinez, Apeztegui et al.
54 PREFABRICATED SPATIAL STRUCTURE
76 Inventors: Juan Martinez Apeztegui, Jose Ma
Salaverria 13-8; Ignacio Odriazola
Espinosa de los Monteros, Sagrada
Familia 49, both of San Sebastian,
Spain
(21) Appl. No.: 940,513
22 Filed: Sep. 5, 1978
51) Int. Cl. ................................................ F6B 7/00
52 U.S.C. ..................................... 403/171; 403/320
58 Field of Search ............... 403/171, 172, 176, 170,
403/173, 174, 177, 178, 320, 46/29
(56) References Cited
U.S. PATENT DOCUMENTS
573,397 12/1896 De Graffenried et al. ... 403/320 X
3,980,408 9/1976 Jachmann ....................... 403/171 X
3,995,962 12/1976 Mylaeus .......................... 403/171 X
FOREIGN PATENT DOCUMENTS

450.

539143 11/1931 Fed. Rep. of Germany ...... 403/171.
901955 6/1954 Fed. Rep. of Germany ...... 403/171
2615796 10/1977 Fed. Rep. of Germany ...... 403/171
2736635 10/1978 Fed. Rep. of Germany ...... 403/171
2233882 1/1975 France ................................ 403/17
410185 3/1945 Italy ........... 403/171
11 4,313,687
45 Feb. 2, 1982
475005 10/1952 Italy .................................... 403/173
Primary Examiner-James Kee Chi
Attorney, Agent, or Firm-Wenderoth, Lind & Ponack
57 ABSTRACT
A prefabricated spatial structure includes rods which
are rectilinear tubes having a circular section and closed
at each end by a cap which is joined to the tube by
means of an annular weld or any other convention sys
ten and which has a hole concentric with the axis of the
rod. The circular head of a special bolt is housed in the
interior part of the cap. The bolt includes two threaded
bodies having different diameters and opposite thread
ing directions, the threaded body closest to the head

451.

having a smaller diameter than the diameter of the hole
of the cap. The other threaded body is situated at the
end of the bolt and has threads identical to that of the
holes made in a node. The difference in diameters of the
bodies is determined by a step which forms a flat or
truncated resting surface coaxial with the axis of the
bolt. The bolt is provided with a threaded nut which is
coupled to the threaded body having the greater diame
ter. Each node has a series of threaded holes, the axes of
which meet at the geometric center of the node.
10 Clains, 9 Drawing Figures

452.

453.

454.

Формула полезной модели
Трехгранная ферма покрытия (перекрытия) из прямоугольных труб, включающая два верхних пояса, объединенных уложенным по ним
профнастилом, один нижний пояс, связанный с верхними поясами посредством двух наклонных решеток, отличающаяся тем, что все стержни обеих
решеток выполнены с одинаковыми разделками их торцевых кромок и центрированы в бесфасоночных узлах на ребра между стенками
(вертикальными гранями) и полками (горизонтальными гранями) поясных

455.

456.

457.

458.

Специальные технические условия и расчет в ПК SCAD комбинированных
пространственных структурных ферм -покрытия для реконструкции
пятиэтажек ( хрущевок) с использованием пространственных структурных
ферм - покрытий и настройки верхних этажей из стержневых структур, МАРХИ
ПСПК", "Кисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная пространсвенная структура" ) с
большими пермещениями на предельное равновесие и приспособляемость для
модернихируемых и реконструируемых хрущевок (пятиэтажек) с надстройкой
верхних этажей и висячих остекленных террас , вокруг пятиэтажки (хрущевки)
Доклад организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ : Расчет SCAD 3D модель конечных
элементов с использованием пространственных структур приставных пилонов для
комбинированных пространственных структур: МАРХИ , ПСПК, КИСЛОВОДОСК»,
«Новокисловодск» при реконструкции многоэтажных жилых домов первой массовой
серии с мансандровым этажом, из трехгранных структурных ферм-балок с устройством
террас со встроенным подземным этажом . Узлы пилонов, стен , конструктивные
элементы , пояснительная записка , фасады , разрез модернизированных хрущевок, без
выселения жильцов
Заключение для сообщения на XIII Всероссийского съезде по фундаментальным
проблемам теории механики и прикладной механике в ЛПИ им Калинина 21-25
августа 2023( заплатить за участие надо 15 тыс руб, ветерану боевых действий,
инвалиду Кадащову Александру Ивановичу , Мажиеву Хасан Нажоевичу ) :

459.

На основании анализа результатов расчета «Комбинированных пространственных
структур «МАРХИ, ПСПК , «Кисловодск» , «Новокисловодск» ( RU № 80417) для
реконструкции без выселения из пятиэтажек .
Расчет надстройки пятиэтажки здания при реконструкции пятиэтажки из структурных
элементов покрытия и установки наружных пилонов из трехгранных структур-колонн ,
можно сделать следующие выводы.
1. Очевидным преимуществом квазистатического расчета является его относительная
простота и высокая скорость выполнения, что полезно на ранних этапах вариантного
проектирования с целью выбора наиболее удачного технического решения из
комбинированных пространственных структур RU 804171.
2. Допущения и абстракции, принимаемые при квазистатическом расчете,
рекомендованном , приводят к значительному запасу прочности несущих
комбинированных трехгранных пространственных структур и экономит строительные
материалов и уменьшает вес строительных конструкциях. 3. Рассматривалась упругая
стадия работы комбинированных пространственных структур «Новокисловодск» , не
допускающая развития остаточных деформаций. Модальный анализ, являющийся
частным случаем динамического метода, не применим при нелинейном динамическом
анализе.

460.

4. Избыточное давление во фронте ветра и снега, действующее по поверхностям
перекрытий и изменяющееся по координате и по времени, в SCAD следует задавать
дискретными загружениями. Каждому загружению соответствует свой график изменения
значений и время запаздывания.
5. SCAD позволяет учесть относительное демпфирование к коэффициентам Релея
только для первой и второй собственных частот, что приводит к завышению
демпфирования и занижению отклика для частот возмущения выше второй собственной.
Данное обстоятельство может привести к ошибочным результатам при расчете сложных
механических систем при высокочастотных возмущениях (например, снеговой нагрузки).
6. Динамические расчеты сооружений на снеговые нагрузки , выполняемые в модуле
«Прямое интегрирование уравнений движения» SCAD, позволят снизить расход
материалов и сметную стоимость строительства реконструируемой без выселения
пятиэтажки (хрущевки) .
7. Остается открытым вопрос внедрения рассмотренной инновационной методики в
практику проектирования ЦНИИСК Кучеренко (трансфертом) и ее регламентирования в
строительных нормах и приспособление подвала для легковых машин, под укрытия,
для гражданской обороны в торговой компании «РФ-Россия» Фигуры СПОСОБ
НАДСТРОЙКИ пятиэтажного ЗДАНИЯ ПРИ РЕКОНСТРУКЦИИ без выселения МПК E04C
1/00 – Строительные элементы в виде блоков или иной формы для сооружения
отдельных частей зданий

461.

462.

463.

464.

465.

466.

467.

468.

469.

470.

471.

472.

473.

474.

475.

Пролет
структуры
Мах.сжимающие
усилие раскоса, кН
(напряжение МПа)
Мах.растягив
ающее
усилие
раскоса, кН
(напряжение
Мах.усилие в
затяжке, кН
(напряжение
МПа)
Мах.перемещение,
мм

476.

МПа)
6
120,15 (7,68)
99,06 (6,34)
244,58 (240,4)
46,03
9
183,95 (11,16)
159,9 (10,23)
280,36 (275,58)
57,44
12
254,1 (15,56)
215,47 (12,73)
331,54 (325,88)
73,34
15
296,77 (18,99)
264,35 (13,79)
398,92 (392,12)
98,26

477.

478.

479.

480.

481.

482.

483.

United States Patent (19)
Martinez, Apeztegui et al.
54 PREFABRICATED SPATIAL STRUCTURE
76 Inventors: Juan Martinez Apeztegui, Jose Ma
Salaverria 13-8; Ignacio Odriazola
Espinosa de los Monteros, Sagrada
Familia 49, both of San Sebastian,
Spain
(21) Appl. No.: 940,513
22 Filed: Sep. 5, 1978
51) Int. Cl. ................................................ F6B 7/00
52 U.S.C. ..................................... 403/171; 403/320
58 Field of Search ............... 403/171, 172, 176, 170,
403/173, 174, 177, 178, 320, 46/29
(56) References Cited
U.S. PATENT DOCUMENTS

484.

573,397 12/1896 De Graffenried et al. ... 403/320 X
3,980,408 9/1976 Jachmann ....................... 403/171 X
3,995,962 12/1976 Mylaeus .......................... 403/171 X
FOREIGN PATENT DOCUMENTS
539143 11/1931 Fed. Rep. of Germany ...... 403/171.
901955 6/1954 Fed. Rep. of Germany ...... 403/171
2615796 10/1977 Fed. Rep. of Germany ...... 403/171
2736635 10/1978 Fed. Rep. of Germany ...... 403/171
2233882 1/1975 France ................................ 403/17
410185 3/1945 Italy ........... 403/171
11 4,313,687
45 Feb. 2, 1982
475005 10/1952 Italy .................................... 403/173
Primary Examiner-James Kee Chi
Attorney, Agent, or Firm-Wenderoth, Lind & Ponack
57 ABSTRACT
A prefabricated spatial structure includes rods which
are rectilinear tubes having a circular section and closed
at each end by a cap which is joined to the tube by
means of an annular weld or any other convention sys
ten and which has a hole concentric with the axis of the

485.

rod. The circular head of a special bolt is housed in the
interior part of the cap. The bolt includes two threaded
bodies having different diameters and opposite thread
ing directions, the threaded body closest to the head
having a smaller diameter than the diameter of the hole
of the cap. The other threaded body is situated at the
end of the bolt and has threads identical to that of the
holes made in a node. The difference in diameters of the
bodies is determined by a step which forms a flat or
truncated resting surface coaxial with the axis of the
bolt. The bolt is provided with a threaded nut which is
coupled to the threaded body having the greater diame
ter. Each node has a series of threaded holes, the axes of
which meet at the geometric center of the node.
10 Clains, 9 Drawing Figures

486.

487.

488.

Формула полезной модели
Трехгранная ферма покрытия (перекрытия) из прямоугольных труб, включающая два верхних пояса, объединенных уложенным по ним
профнастилом, один нижний пояс, связанный с верхними поясами посредством двух наклонных решеток, отличающаяся тем, что все стержни обеих
решеток выполнены с одинаковыми разделками их торцевых кромок и центрированы в бесфасоночных узлах на ребра между стенками
(вертикальными гранями) и полками (горизонтальными гранями) поясных

489.

490.

491.

Особенности
расчетной схемы
пространственной
трехгранной фермы
Андрей Левич
Резервное размещение
материалов: Ruindex.net | Ал
фавитный указатель рубрик

492.

УДК 624.01/04
А. В. МАТВЕЕВ, асп.
Особенности расчетной схемы пространственной трехгранной фермы
с пентагональным сечением верхнего пояса
В статье рассматривается расчетная схема трехгранной фермы - образующего блока
бесфасоночного складчатого покрытия с пентагональным сечением верхнего пояса. В такой
стержневой системе при действии внешней нагрузки происходит изменение формы сечения
поясов, что приводит к возникновению податливости в узлах сопряжения поясов с раскосной
решеткой и снижению пространственной жесткости конструкции. Произведенная оценка
податливости узловых соединений позволяет уточнить расчетную схему. В результате этого
получена деформированная схема трехгранной фермы, которая хорошо согласуется с
экспериментальными данными.
Трехгранная пространственная ферма является образующим блоком стального складчатого
покрытия с пентагональным сечением верхнего пояса. Особенностью данной конструктивной
формы является составное сечение верхнего пояса, которое образовано путем стыковки швеллера и
уголка так, чтобы они формировали пятигранный контур замкнутого сечения [1, 2]. К поясному
уголку без фасонок примыкают раскосы из одиночных уголков. Таким образом, в узлах
конструкции к стержню замкнутого сечения примыкают стержни открытого сечения.