Анализ разрушения стальной шпильки крепления турбины из-за высокого уровня вибрации и усталости металла Саяно-Шушинской ГЭС

1.

Анализ разрушения стальной шпильки
крепления турбины из –за высокого уровня
вибрации и усталости металла СаяноШушинской гиброэлетростанции ( ГЭС)
работающей в условиях Севера
Приведем анализ причин обрушения крышки турбины Саяно- Шушенской
ГЭС закрепленной на дефектных болтовых соединениях, не
обеспечивающего надежности крепления, от высокого уровня вибрации,
при крепления крышки турбины на гидроэлектростанциях Сибири
, в числе которых конструктивные недоработки, низкая хладостойкость
стали, некачественные анкеровки болтовых креплений крышки турбины ,
воздействие момента от перегрузки при вибрации , динамические
воздействия от вибрации , коррозия металла, разрушение сварных узлов ,
крепление от переохлаждение металла из морозов, отсутствие фланцевых
фрикционно –подвижных соединений в рамных узлах, что привело к аварии
на гидроэлектростанции
Организация - Фонд поддержки и развития сейсмостойкого строительства "Защита
и безопасность городов» - «Сейсмофонд» ИНН – 2014000780 при СПб ГАСУ №
RA.RU.21СТ39 от 27.05.2015

2.

190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4 СПб ГАСУ ОГРН 1022000000824
[email protected] [email protected] Фактический адрес: 190005, СПб, 2-я
Красноармейская ул. д 4 Юридический адрес: Улица им С.Ш.ЛОРСАНОВА дом 6 г. Грозный
[email protected]
[email protected]
(999) 535-47-29 (921) 962-67-78, (996) 798-26-54
Автор отечественной фрикционо- кинематической, демпфирующей
сейсмоизоляции и системы поглощения и рассеивания нагрузки от мороза
в сварных швах по обеспечению виброустойчивости крышки турбин в
условиях севера, исключающей обрушение турбины и технологических
трубопроводов, предназначенными для северных районов и
сейсмоопасных районов с сейсмичностью более 9 баллов, с креплением
косого компенсатора к трубопроводам с помощью фланцевых
фрикционно-подвижных болтовых демпфирующих компенсаторов
(ФПДК) с контролируемым натяжением, расположенных в длинных
овальных отверстиях по изобретению проф. дтн ПГУП А.М.Уздина №№
1143895, 1168755, 1174616, 165076, 2010136746, 887748 «Стыковое
соединение растянутых элементов» проф дтн ПГУПC Уздин А М

3.

Инж –мех ЛПИ им Калинина Е.И.Андреева, зам президента организации
«Сейсмофонд» ОГРН : 1022000000824 ИНН 2014000780
[email protected]
При разработке специальных технических условий (СТУ) усиления и
укрепления я крышки турбины Саяно- Шушенской ГЭС , использовался
альбом серии ШИФР 1.010.1-2с.94, выпуск 0-1, утвержден
Главпроектом Мистрой России, письмо от 21.09.94 ; 9-3-1/130 за
подписью Д.А.Сергеева, исп. Барсуков 930-54-87 согласно письма
Минстроя № 9-3-1/199 от 26.12.94 и письма № 9-2-1/130 от 21.09.94
Мажиев Х.Н. : Президент организации «Сейсмофонд» ОГРН :
1022000000824 ИНН 2014000780 [email protected]
Научные консультанты от СПб ГАСУ , ПГУПС : Х.Н.Мажиев, Тихонов
Ю.М , ученый секретарь кафедры ТСМиМ СПб ГАСУ , заместитель
руководителя ИЦ «СПб ГАСУ» И. У. Аубакирова [email protected]
ИНН 2014000780

4.

Изобретатель СССР Андреев Борис Александрович, автор
конструктивного решения по виброзащите и обеспечению
ВИБРОСТОЙКости крышки турбины Саяно- Шушенской ГЭС , с
использованием косых компенсаторов (№ 887748 Стыковое соединение
растянутых элементов» ) для растянутых стыковых соединений
крепления крышки турбины Саяно- Шушенской ГЭС
, предназначенными для северной районов и для сейсмоопасных
районов с сейсмичностью более 9 баллов, с креплением косого
компенсатора к трубопроводам с помощью фланцевых фрикционноподвижных болтовых демпфирующих компенсаторов (ФПДК) с
контролируемым натяжением, расположенных в длинных овальных
отверстиях по изобретению проф. дтн ПГУП А.М.Уздина №№ 1143895,
1168755, 1174616, 165076, 2010136746, 887748 «Стыковое соединение
растянутых элементов» и использования фрикционно -демпфирующих
опор с зафиксированными запорными элементов в штоке, по линии
ударной нагрузки , согласно изобретения № 165076 «Опора
сейсмостойкая» для обеспечения надежности транспортных галерей ,
преимущественно при растягивающих и динамических нагрузках
зимой (для Северных районов) и улучшения демпфирующих свойств
крышки турбины , согласно изобретениям проф ПГУПС дтн проф
Уздина А М №№ 1168755, 1174616, 1143895 и внедренные в США

5.

Наши «партнеры» , инженеры из США, внедрившие фрикционокинематические связи на фланцевых фрикционно –подвижных
соединениях в США, Японии по изобретениям проф. дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№1143895, 1168755, 1174616, 165076 «Опора
сейсмостойкая», 2010136746 «Способ защиты зданий и
сооружений при взрыве…» , демпфирующей и шарнирной
сейсмоизоляци и системы поглощения сейсмической энергии
DAMPERS CAPACITIES AND DIMENSIONS ученые США и
Японии Peter Spoer, CEO Dr. Imad Mualla, CTO
https://www.damptech.com GET IN TOUCH WITH US!
Наши «партнеры» из Канады, внедрившие изобретений РСФСР, СССР А.М.Уздина ,
руководитель и основатель Квакетека расположенного в Монреале, Канаде Джоаквим
Фразао https://www.quaketek.com/products-services/
Friction damper for impact absorption https://www.youtube.com/watch?v=kLaDjudU0zg
Ingeniería Sísmica Básica explicada con marco didáctico QuakeTek
https://www.youtube.com/watch?v=aSZa-SaRBY&feature=youtu.be&fbclid=IwAR38bf6R_q1Pu2TVrudkGJvyPTh4dr4xpd1jFtB4CJK2HgfwmKYOsYtiV2Q

6.

Ключевые слова : косой компенсатор, фрикционно-демпфирующаяся
сейсмоизоляция, демпфирующая сейсмоизоляция; фрикционно –
демпфирующие сейсмоопоры: демпфирование; сейсмоиспытания:
динамический расчет , фрикци-демпфер, фрикци –болт , реализация ,
расчета , прогрессирующее, лавинообразное, обрушение, вычислительны,
комплекс SCAD Office, обеспечение сейсмостойкости, магистральные,
технологические, трубопроводов
УДК 699.841(571.53)
Выявлена главная причина обрушения крышки турбины
Саяно- Шушенской ГЭС – отсутствие
фикционноодвижных болтовых соединений (креплений
) крышки турбины Саяно- Шушенской ГЭС с фланцами. Аварии
способствовали и другие многочисленные факторы, на
которые необходимо было обратить внимание
проектировщикам, заводам-изготовителям,
строителям и эксплуатирующим организациям.

7.

Рис 1 Обеспечение вибростойкой надежности крышки турбины Саяно
-Шушенской ГЭС на фрикцион-подвижных болтовых соединениях для
обеспечения высокого уровня вибростойкости крепления турбин на
гидроэлектростанциях

8.

Рис 2 . Обеспечение вибростойкой надежности крышки турбины Саяно
-Шушенской ГЭС на фрикцион-подвижных болтовых соединениях для
обеспечения высокого уровня вибростойкости крепления турбин на
гидроэлектростанциях

9.

Рис 3 Обеспечение вибростойкой надежности крышки турбины Саяно
-Шушенской ГЭС на фрикцион-подвижных болтовых соединениях для
обеспечения высокого уровня вибростойкости крепления турбин на
гидроэлектростанциях

10.

Рис 4 . Обеспечение вибростойкой надежности крышки турбины Саяно
-Шушенской ГЭС на фрикцион-подвижных болтовых соединениях для
обеспечения высокого уровня вибростойкости крепления турбин на
гидроэлектростанциях

11.

Рисунок 5 – Конструкция виброзащиты и надежности крышки
турбины Саяно -Шушенской ГЭС на фрикцион-подвижных болтовых
соединениях для обеспечения высокого уровня вибростойкости крепления
турбин на гидроэлектростанциях

12.

Рис 6 .Обеспечение вибростойкой надежности крышки турбины Саяно
-Шушенской ГЭС на фрикцион-подвижных болтовых соединениях для
обеспечения высокого уровня вибростойкости крепления турбин на
гидроэлектростанциях

13.

14.

Рис 7 . Обеспечение вибростойкой надежности крышки турбины Саяно
-Шушенской ГЭС на фрикцион-подвижных болтовых соединениях для
обеспечения высокого уровня вибростойкости крепления турбин на
гидроэлектростанциях

15.

Рис 8 Обеспечение вибростойкой надежности крышки турбины Саяно
-Шушенской ГЭС на фрикцион-подвижных болтовых соединениях для
обеспечения высокого уровня вибростойкости крепления турбин на
гидроэлектростанциях
Проведен анализ разрушения стальной шпильки крепления турбины из –за
высокого уровня вибрации и усталости металла Саяно-Шушинской
гиброэлетростанции ( ГЭС) работающей в условиях Севера
, эксплуатируемых в условиях Севера. Исследованы основные
причины аварий, зависимость частоты инцидентов от
повышенного уровня вибрации и температуры эксплуатации
турбин , работающих в условиях Севера.
Ключевые слова: дефект, отказы, разрушения, турбин ,
гидроэлектростанций .
In the article an analysis of destructions of reservoirs and long
distance pipe lines operated in the conditions of the North is
represented. Main causes offailures, dependence offrequency of
incidents on temperature of operation of reservoirs operated in the
conditions of the North are researched.
Keywords: defect, failures, destructions, reservoirs, gas pipelines.
"'Федеральное государственное бюджетное учреждение науки
«Институт физико-технических проблем Севера им. В.П.
Ларионова» СО РАН [Federal state unitary enterprise «Institute of

16.

Physical and Technical Problems of the North named after V.P.
Larionov» SB RAS] E-mail: [email protected]
Введение
Более половины общего числа гиброэлектростанций ГЭС сдано в
эксплуатацию до 1966 г., т. е. у большинства емкостей
выработаны нормативные сроки службы.
В результате обследования технического состояния во многих
турбин х выявлены дефекты и повреждения, параметры которых
превышают предельно допустимые значения.
Неудовлетворительное техническое состояние крышки турбины
увеличивает вероятность их частичного разрушения.
Экономический ущерб от утери работоспособности крышки
турбины и разрушение гидроэлетростанции , включает не
только прямые потери, но и затраты на восстановление
окружающей среды, а также на восполнение запасов
нефтепродуктов. Расходы на экстренную доставку
нефтепродуктов значительны ввиду использования авиации или
автотранспорта (по временным зимним дорогам).
Непровары (несплавления), трещины, микротрещины, подрезы,
цепочки несплошностей (взаимное влияние двух несплошностей
начинает проявляться при расстоянии между ними, меньшем или
равном радиусу поры) и одиночных включений в виде пор, шлаков,
раковин. Ножевая коррозия, расслоение, нитевидная коррозия,
коррозионное расстрески- вание. Неправильное сопряжение
сварного шва
Объемные
Одинарные или группа: пор, шлаковых включений, раковин.
Одинарные несплошности. Местная коррозия
Оценка технического состояния крышки турбины ГЭС при
высоком уровне накопления дефектов и повреждений в условиях
Крайнего Севера [1] представляет собой комплексную задачу,
решение которой в первую очередь включает определение степени

17.

опасности тех или иных дефектов в сварных соединениях турбин
с учетом влияния низких температур.
Материалы и методы
С целью выявления степени опасности дефектов сварных
соединений турбин в условиях Крайнего Севера проведен
сравнительный анализ видов дефектов от высокого уровня
вибрации в условиях Севера .
При анализе дефекты крышки турбины разделили на плоскостные
и объемные [3]. К плоскостным дефектам относятся скопления
дефектов, расположенных в плоскости, перпендикулярной
направлению главного напряжения. Переход к ускоренному росту
наступает для плоскостного и линейного инициаторов раньше и
процесс идет интенсивнее, чем для объемного дефекта. Поэтому
инициаторами аварий (отказов) в большинстве случаев являются
микротрещины, подрезы и не- провары. К объемным дефектам
относятся раковины, поры, скопления пор, цепочки пор и т. д. (см.
таблицу).
По результатам анализа, выявлено, что в основном плоскостные
дефекты приходятся на наиболее нагруженные элементы крышки
турбины - в участках, подверженных неравномерно
распределенному напряженно-деформированному состоянию,
например на нижних поясах турбин .
В зависимости от расположения крышки турбины (т. е. при
неравномерной осадке турбины ) плоскостные дефекты
составляют 2-3% от общего числа дефектов (вместе с
количеством одиночных не- сплошностей) - это в основном
трещины, расположенные на наиболее нагруженных элементах
турбин . Плоскостные дефекты (например, непровары) в основном
приходятся на участки крышки турбины , такие как монтажный
шов стенки, соединение типа «ласточкин хвост» (на переходе с
нахлесточного соединения на стыковое) и монтажные окна.
Для установления достоверности проведен анализ изменений
работоспособности турбины в от времени года, при этом
выявлено, что одной из основных причин аварий или инцидентов в

18.

условиях Севера является хрупкое разрушение металла (рис. l) [46], - 30-40% разрушений приходится на холодные месяцы года
(рис. 2) [7].
При анализе хрупкого разрушения установлено, что плоскостные
дефекты в виде трещин на турбине являются продольными
холодными трещинами в зоне термического влияния и
усталостными плоскостными трещинами, которые обычно
зарождаются при эксплуатации объекта (рис. 3).
По результатам проведенного визуально- измерительного
контроля крышки турбины в период с 2008 по 2010 год составлена
статистика дефектности турбин из общего числа дефектов по
условным размерам - обследовано более 160 турбин , которые
были смонтированы в 1958-1987 годах.
При анализе дефектов сварных швов выбраны следующие
методы контроля: радиографический, ультразвуковой и визуальноизмерительный. Статистическая обработка информации по
дефектности состоит в группировке дефектов по видам и
размерам, построении диаграмм. Плоскостные дефекты
распределяются по длине, объемные - по размеру каждого
дефекта.
Анализ обнаруженных дефектов показал, что от общего
количества всех дефектов объемные дефекты составляют 53%,
плоскостные 47%. Распределение дефектов по элементам крышки
турбины показало, что плоскостные дефекты расположены в
наиболее нагруженных элементах турбины , таких как стенка и
уторный шов стенки с днищем, которые значительно повышают
риск утраты безотказной работоспособности.
Результаты и обсуждение
Общую последовательность развития разрушения турбины
можно представить следующим образом. В результате высокго
уровня вибрации и циклических температурных напряжений и
колебания рабочего давления за время эксплуатации турбины
около дефектов (пор, непроваров, шлаковых включений и т. д.)
накапливаются повреждения, которые служат зародышами
магистральной трещины в шпильке . В процессе эксплуатации в
результате образования сквозной трещины-свища происходит

19.

хрупкое или квазихрупкое распространение трещины по металлу
кольцевого сварного шва с последующим выходом в основной
металл. Изломы разрушившихся крышки турбины и сварных
соединений, как правило, имеют хрупкое строение без видимой
пластической деформации с характерным для этого вида
шевронным узором. Основным механизмом разрушения является
отрыв, однако имеется и вязкое разрушение основного металла
труб с незначительной утяжкой, при этом разрушение
происходит по механизму сдвига.
Статистический анализ отказов работы крышки турбины
показал, что частота разрушений имеет определенную связь со
сменой времени года, т. е. с сезонными колебаниями температуры
грунта и газа. Наибольшее количество отказов приходится на
осенне-зимние месяцы, именно в этот период произошло >40%
всех разрушений, что объясняется резким увеличением
потребления газа и геокриологическими условиями этого времени
года.
Анализируя опыт эксплуатации турбины в условиях Севера,
можно выделить ряд основных моментов:
- материал труб газопровода (сталь 09Г2С) при работе в
условиях низких климатических температур показал достаточно
высокую прочность и хладостойкость;
- надежность газопроводов подземной укладки в условиях
многолетних мерзлых грунтов выше надежности их надземной
прокладки;
- наибольшее количество отказов турбин с разрушением
металла крышки турбины приходится на кольцевые сварные
соединения, причинами которых являются дефекты сварки;
- типичные для средней полосы России отказы, связанные с
развитием коррозии, для газопроводов, эксплуатирующихся в
условиях Севера, являются незначительными, что можно
объяснить продолжительным периодом действия отрицательных
температур.
Однако в последнее время ряд разрушений на крышке турбины
«первого поколения» указывает на усталостный вид развития
трещин по основному металлу. Так, часть системы турбин имеет
эксплуатационный возраст 30 и более лет, общее техническое

20.

состояние линейной части этих турбин с каждым годом
ухудшается, поскольку эксплуатационный ресурс практически
исчерпан. Моральный и физический износ линейной части крышки
турбины привел в настоящее время к непрерывному увеличению
затрат на их восстановление, а также объема работ по
ликвидации и частичному предупреждеПоследствия аварии и разрушение крышки турбины в результате
хрупкого разрушения основного металла (шпильки)(б - вид сверху)
Общий вид разрушения крышки турбины и аварий, в том числе по
ремонту свищей и трещин в сварных швах, вырезке гофров, замене
антикоррозионного покрытия в местах его нарушения, подсыпке и
обваловке отдельных участков газопровода. Из-за старения
металла крышки турбины существенно снизилась
сопротивляемость сварных соединений и основного металла
хрупкому разрушению, происходит необратимое изменение
механических свойств и характеристик трещиностойкости. В
этих условиях, очевидно, возрастает риск катастрофических
разрушений, прежде всего – участков гидроэлектростанции,
смонтированных более 30 лет назад, так как скорость
протекания разрушения в этих конструкциях значительно больше,
чем в конструкциях с наибольшим запасом прочности. Кроме
того, необходимо учитывать тот факт, что исследуемый
газопровод был спроектирован и смонтирован в то время, когда не
было достаточного опыта по эксплуатации гидротурбин в
условиях Крайнего Севера.
Так, крышки турбин, произошли аварии с разрушением металла.
Аварии представляют собой раскрытие металла вдоль
газопровода протяженностью несколько метров, что является
следствием развития очага (места зарождения) усталостной
трещины на теле трубопровода. Визуальные и фрактографические обследования фрагментов разрушившихся
показывают, что очаг разрушения расположен с внутренней
стороны исследуемой трубы в околошовной зоне, имеет
достаточную протяженность и долговременность развития
усталостной трещины по основному металлу, о чем

21.

свидетельствует окисление поверхности. Непосредственный очаг
усталостного разрушения, имеющий коррозионное
растрескивание, покрыт толстым слоем продуктов коррозии и
отложений органических продуктов, вследствие чего невозможно
определить тонкую структуру очага разрушения. Зона
распространения трещины составляет 30 мм глубиной 3,5 мм,
просматриваются бороздчатые структуры, свидетельствующие
об усталостном росте трещины, также присутствуют
продукты коррозии. Общую продолжительность роста данной
трещины можно оценить от нескольких до десятков лет. Изломы
очага распространения трещины указывают на хрупкий вид разрушение происходило по механизму отрыва, на местах
остановки трещины переходит в квазихрупкий вид с
пластическими составляющими.
С помощью спектрального анализа установлено, что материалы
разрушившихся труб соответствуют маркам сталей 17Г1С и
09Г2С. Наибольшее разрушение произошло по основному
материалу из стали 17Г1С. Расчетное значение внутреннего
разрушающего давления с обнаруженной усталостной трещиной
составляет 45,38 кгс/см2 (—4,54 МПа).
В результате механических испытаний показано повышение
прочностных характеристик - пределов прочности при
растяжении и текучести, а также снижение пластических
характеристик материала турбины (относительного удлинения и
относительного сужения) до 10-18% от требований ГОСТ 19281
и ГОСТ 20291. Результаты испытаний на ударную вязкость
указывают на снижение характеристик ударной вязкости в
околошовной зоне до 50% и более (по сравнению с основным
металлом крышки турбины ). Это объясняется деформационным
старением основного металла крышки турбины , особенно в зоне
термического влияния, вследствие длительного периода
эксплуатации.
Исследование поверхности излома при разрушении труб выявило,
что очаг разрушения расположен с внутренней стороны турбины
- перпендикулярно кольцевому шву, в зоне термического влияния, на

22.

месте соединения основного металла и сварного шва, и имеет
достаточную протяженность и долговременность роста
трещины. Поверхность излома разрушения свидетельствует о
длительном развитии трещины.
Трещина временно перестала расти при переходе к основному
металлу, о чем свидетельствует переходная зона, затем она
начала продвижение в глубь основного материала, где
наблюдаются радиальные рубцы, исходящие от этой зоны,
впоследствии перешедшие в магистральную трещину, имеющую
шевронный узор. Трещина более длительно и равномерно
развивалась по основному металлу в направлении,
перпендикулярном максимальным растягивающим напряжениям
(окружные напряжения), она характеризовалась усталостными
бороздками и остановилась непосредственно в сварном шве, что
свидетельствует о достаточной сопротивляемости
распространению трещины сварного шва (по сравнению с
основным металлом).
Схема излома с усталостной трещиной длиной 30 мм и глубиной
3,5 мм характеризуется тремя основными зонами:
- непосредственный очаг усталостного разрушения - имеет
коррозионное растрескивание, покрыт толстым слоем продуктов
коррозии и отложений органических продуктов, вследствие чего
невозможно определить тонкую структуру очага разрушения;
- зона усталостного излома - просматривается бороздчатая
структура, также присутствуют продукты коррозии;
- зона ускоренного развития трещины - просматриваются
участки хрупкого разрушения с ручьистым узором, что
свидетельствует о внутри- зеренном разрушении, наблюдаются
питтинги (язвы), на участках скола зона покрыта более тонким
слоем продуктов коррозии.
Основной металл труб характеризуется относительно
равномерным распределением микротвердости по толщине
проката. Средняя величина микротвердости для образца из
исходного материала составляет 159,4 кгс/мм2 (-1594 МПа), для
образца после 30 лет эксплуатации 254,2 кгс/мм2 (-2542 МПа).
Микротвердость металла сварного соединения существенно
выше. Измеренные значения микротвердости на образце

23.

меняются от 266 до 283 кгс/мм2 (от -2660 до -2830 МПа). Такие
значения и распределение микротвердости свидетельствуют о
том, что образец подвергся различным температурным
воздействиям.
В результате исследований структуры и свойств металла
крышки турбины , выявлены следующие изменения в металле
газопровода после 30 лет эксплуатации:
- микротвердость образцов повысилась на 59%, т. е. газопровод
подвергался различным температурным воздействиям;
- при исследовании микроструктуры обнаружено, что произошло
выпадение сульфидов, насыщенные составляющие которых
приводят к ухудшению механических свойств материала и к его
старению.
Очагом разрушения крышки турбины , послужила сквозная
трещина-свищ, расположенная на нижней части трубопровода в
месте соединения кольцевого сварного шва и заводского
продольного шва. Свищ длиной 33 мм образовался от сварного
дефекта - канальной поры размером 15x2 мм. Поток воды был
направлен в сторону грунта и, в результате действия свища (как
«сопла») возникла реактивная сила, послужившая причиной
разрыва кольцевого сварного шва, с последующим выбросом труб
от оси укладки на расстояние 30-50 м. С помощью спектрального
анализа установлено, что материал разрушившихся труб
соответствует марке стали 09Г2С.
Заключение
Таким образом, исследования данных разрушений впервые
показали наличие протяженных усталостных трещин,
образовавшихся в результате многолетней эксплуатации, а
также деформационного старения металла крышки турбины и
высокий уровень вибрации , являющегося необходимым и
достаточным фактом полного исчерпания несущей способности и
запаса прочности и разрушения стальной шпильки крепления турбины из –за
высокого уровня вибрации и усталости металла Саяно-Шушинской
гиброэлетростанции ( ГЭС) работающей в условиях Севера
ЛИТЕРАТУРА

24.

1. Большаков A.M. Анализ разрушений и дефектов в
магистральных газопроводах и резервуарах Севера //Газовая
промышленность. 2010. №5. С. 52-53.
2. Большаков A.M., Андреев Я.М. Характер дефектов и
виды отказов резервуаров, работающих в условиях Севера
//Газовая промышленность. 2012. №3. С. 90-92.
3. Коновалов Н.Н. Нормирование дефектов и достовер
ность неразрушающего контроля сварных соединений. М.: НТЦ
«Промышленная безопасность». 2006. 111 с.
4. Большаков A.M., Татаринов Л.Н. Надежность маги
стральных газопроводов после 30 лет эксплуатации в условиях
Крайнего Севера //Газовая промышленность. 2009. №2. С. 28-31.
5. Большаков A.M., Голиков Н.И., Сыромятникова А.С.,
Алексеев А. А., Литвинцев Н.М., Тихонов Р.П. Разрушения и
повреждения при длительной эксплуатации объектов нефтяной и
газовой промышленности//Газовая промышленность. 2007. №7. С.
89-91.
6. Дубов А.А. Проблемы оценки ресурса стареющего
оборудования //Безопасность труда в промышленности. 2002.
№12. С. 30-38.
7. Березин В.Л., Шутов В.Е. Прочность и устойчивость
резервуаров и трубопроводов. М.: Недра. 1973. 200 с.
АВИАЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ И ТЕХНОЛОГИИ
№S1 2015
Ниже расположены отзывы, комментарии на видео, рисунки,
фотографии аварии на Саяно-Шушенской ГЭС и список
погибших рабочих гидроэлектростанции во время аварии на
Саяно –Шушенской ГЭС
https://www.youtube.com/watch?v=76WO1zhf68
Получить подарки в World of Tanks - https://redir.wargaming.net/v2wl17uf/... Помните Саяно-Шушенскую
ГЭС ? В этом видео поговорим о новых фактах того дня. Не забывайте про:
=========================================================== 1. Наш Сайт: https://siteznayuvse.ru/ =========================================================== 2. Сообщество
канала в ВК: https://vk.com/znayu_vse_youtube
=========================================================== 3. Помощь каналу:
https://www.donationalerts.ru/r/znayu...
=========================================================== Эти видео также интересны:

25.

Авто с ядерным двигателем - https://www.youtube.com/watch?v=E6jm8... Авто на воде и воздухе https://www.youtube.com/watch?v=if3dy...
В результате Саяно-Шушенской ГЭС погибло 75 человек: 1. Богоявленский Е.М. 2. Ермольев Д.Л. 3.
Качан А.И. 4. Куприянов С.Ю. 5. Лалыко А.Е. 6. Нелидов С.Н. 7. Новиков И.И. 8. Поленок Н.П. 9. Уткин
А.В. 10. Жданов В.А. 11. Аксенов А.Г. 12. Анисимов В.В. 13. Алимов В.Н. 14. Арышева В.П. 15. Бурлакова
Н.И. 16. Булановский Ю.С. 17. Биттель Л.Н. 18. Безруков А.Н. 19. Вакушин Ю.А. 20. Василянский В.А. 21.
Воскресенский Ф.В. 22. Воскресенский В.В. 23. Васильева Т.В. 24. Габрат Н.А. 25. Горявин Е.С. 26. Гоян
Д.П. 27. Гусельников П.Н. 28. Глагольев В.И. 29. Дубов А.В. 30. Дугина Л.Н. 31. Ермилов И.С. 32.
Жолобова И.В. 33. Жуликов И.А. 34. Жарова Н.А. 35. Земцов Ю.Л. 36. Заворин А.В. 37. Ивашкин В.В. 38.
Иконникова С.Э. 39. Иконникова Е.Л. 40. Калинин В.А. 41. Колесниченко Д.В. 42. Куприянов В.В. 43.
Карпов С.Г. 44. Кытманов А.И. 45. Коршунов А.Е. 46. Коршунов В.Е. 47. Кузеванова Л.А. 48. Клюкач Е.А.
49. Линейских А.Н. 50. Малик А.И. 51. Мезенцев В.К. 52. Мингазова Е.М. 53. Осинцева В.В. 54.
Овчинников В.О. 55. Петров С.А. 56. Пузаков А.И. 57. Романюк М.А. 58. Семкина Н.Н. 59. Синявский Д.Г.
60. Сисецкий В.В. 61. Темирбулатов П.С. 62. Тюленев В.Н. 63. Тюленев Н.М. 64. Татарников А.И. 65.
Тетерин В.П. 66. Чистяков А.Д. 67. Уроякова А.В. 68. Шкаева Т.П. 69. Щин Р.Н. 70. Юрьев С.В. 71. Рау
М.В. 72. Жолоб М.Н. 73. Богатый Е.А. 74. Бажин А.А. 75. Иконникова Т.И. Светлая память Вам.
Почему в техногенных авариях есть виновные, а в законодательных генерируемых депутатами нет?
Показать 11 ответов Сергей Любим 11 месяцев назад
Хреново когда процессом управляют мененджеры. Должны быть
специалисты высшего уровня.
Жалко,что обычные рабочие страдают от низкой квалификацией
руководства. В данном случае получилось отмыть деньги в прямом смысле
Мой отец, спасатель был послан на устранение последствий этой аварии.
Он рассказывал как их не снабжали провизией целых 2 дня. Задумайтесь в
какой стране мы живѐм!
В этот день я был дома в Черѐмушках. Утром отключился свет но не
надолго. Закипишили дворники во дворе. От них то мы и узнали про
аварию. Тут же звоню родителям в Саяногорск походу бужу детей. Взяли
только документы. Одевались спускаясь по лестнице. Связь была уже
перегружена, дозвониться было не возможно. Не помню с какого раза но
гудки пошли. Родители поехали на дачу. Дача на горе высоко. Мы же
загрузившись в машину поехали через Енисей по мосту на джойский
перевал. Проезжая по мосту увидели жуткие виды обрушенного машзала.
Вода уже не хлестала из разрушенного котлована. Воду перекрыли. Енисей
мелел на глазах. Опасность миновала. Э нет. Здесь вода убывала а за
плотиной на верху она прибывала с катастрофической скоростью.
Постояв на мосту пару минут в ожидании открытия шлюзов. И открылся
один шлюз потом второй и так далее. Пошла вода и понесла за собой
обломки стульев столов и трансформаторное масло в большом

26.

количестве. Мусору было очень много на воде. Пошол катер в Доль берега в
верх и в низ. Искали тела. О мне на работу пора. Всем пока.
10 Обвалов Плотины Снятых на Камеру
https://www.youtube.com/watch?v=zjX12qZdqJ4

27.

28.

29.

30.

31.

32.

33.

34.

35.

36.

37.

38.

39.

40.

41.

42.

Рис . Обеспечение вибростойкой надежности крышки турбины Саяно Шушенской ГЭС на фрикцион-подвижных болтовых соединениях для
обеспечения высокого уровня вибростойкости крепления турбин на
гидроэлектростанциях

43.

Рис Расчет втулки для крепление вибростойкой крышки турбины
Саяно -Шушенской ГЭС на фрикцион-подвижных болтовых соединениях
для обеспечения высокого уровня вибростойкости крепления турбин на
гидроэлектростанциях

44.

Заключение по каким причинам произошло обрушение крышки турбины
Саяно- Шушенской ГЭС
Таким образом, исследования данных разрушений
впервые показали отсутствие наличие протяженных
усталостных болтовых креплений , образовавшихся в
результате многолетней эксплуатации, а также
деформационного старения металла шпильки без
тросовой гильзы , являющегося необходимым и
достаточным фактом полного исчерпания несущей
способности и запаса прочности шпилек крепления крышки
турбины Саяно- Шушенской ГЭС и высокого уровня вибрации
Приложение , анализ разрушение металлоконструкций транспортной
галереи сварных соединений и образовавшихся
в результате
многолетней эксплуатации трещин в металле из
перепадов температуры в условиях Севера , а также
деформационного старения металла болтовых
креплений крышки турбины , являющегося
необходимым и достаточным фактом полного
исчерпания несущей способности и запаса прочности
и замена ослабшиз сварных соединений на фрикционо
–подвижные болтовые соединения для обеспечения и
усиление рамных узлов и опор транспортной

45.

разрушенной галереи и цеха на горнообогатительной фабрике Норильск
Анализ причин обрушений и разрушения стальной шпильки крепления турбины из –
за высокого уровня вибрации и усталости металла Саяно-Шушинской
гиброэлетростанции ( ГЭС) работающей в условиях Севера и промышленных
зданий Гарькин И.Н., студент Пензенский государственный университет
архитектуры и строительства
Рассматриваются актуальные вопросы о снижении опасности
лавинообразного обрушения покрытия промышленного здания.
Указываются причины возникновения аварийных ситуаций и меры по их
предотвращению.
Ключевые слова: обрушение покрытия, аварийные ситуации,
лавинообразное обрушение, обследование промышленных зданий.
Увеличение доли промышленного производства в экономике РФ повлекло
за собой введение в строй новых, а так же реконструкцию старых
производственных площадей. Однако зачастую, как и новые, так и
реконструированные промышленные здания в последнее время
эксплуатируются с большой вероятностью обрушения (статистикой
отмечается рост трагических аварий на территории Российской
Федерации). Приведем несколько примеров крупных аварий, случившихся за
последнее десятилетие [1]:
— обрушение двух ферм здания готовой продукции ПЦ №3 ОАО
«МЕЧЕЛ», г.Челябинск ( 2000 г);
— обрушение покрытия здания цеха литья Троицкого дизельного завода
(2000г.)
— обрушение покрытия здания готовой продукции ОАО «Златоустовский
металлургический завод» (2001 г.);
— обрушение покрытия здания адъюстажа термокалибровочного цеха
ОАО «Златоустовский металлургический завод» (2001 г.);
— обрушение покрытия здания гуммировочного отделения Горнообогатительного производства ОАО «Магнитогорский металлургический
комбинат» (2001 г.);
— аварийное обрушение вытяжной башни высотой 100 метров
сероулавливающих установок Горно-обогатительного производства ОАО
«Магнитогорский металлургический комбинат»( 2002 г.) ;
— обрушение покрытия здания электросталеплавильного цеха ООО
«ОМЗ-Спецсталь» (2003 г.);

46.

— обрушение покрытия формовочного отделения ОАО «Чебоксарский
агрегатный завод» (2003 г.) ;
— обрушение части покрытия здания мартеновского цеха №1 ОАО
«Магнитогорский металлургический ком- бинат»(2004 г.) ;
— обрушение покрытий цехов обжига на Магнитогорском и Коркинском
цементных заводах (2006 г.);
— обрушение покрытия травильного отделения здания ЛПЦ-5 ОАО
«Магнитогорский металлургический комбинат» (2006 г.);
— обрушение части покрытия здания склада готовой продукции
Плавильного цеха комбината «Печенга Никель» (2007 г.)
Многолетняя повторяемость аварий с одинаковыми причинами указывает
на то, что одной из актуальных проблем является изучение участниками
строительства и эксплуатационными организациями причин, приводящих
к аварийному состоянию и обрушению зданий и сооружений, на
конкретных примерах.
Рассмотрим в качестве примера причины обрушения сталелитейного
цеха ЛАЗа (Литейно-арматурный завод) 7.12.1988 году. Высота здания 35
м. Стропильные фермы покрытия из уголков по среднему ряду опирались
на подстропильные фермы, пролѐтом 24 м. Колонны сварные,
двухступенчатые, двутавровые вверху и решѐтчатые в нижней части. В
большем пролѐте здание было оборудовано мостовыми кранами
грузоподъемностью 50 т в двух ярусах, в 18 метровом пролѐте — 30 и 20
— тоннами. Покрытие было выполнено из сборных ребристых
железобетонных плит покрытия 1,5x12 и 3x12 м. В результате аварии
обрушилось 4032 м2 покрытия сталелитейного цеха; был нанесѐн
значительный материальный ущерб, погибли люди. При установлении
причин аварии комиссия пришла к следующим выводам [2,c. 76]:
- использование кипящей стали (Ст3кп) в качестве основного материала
для конструкций;
- низкое качество железобетонные плит покрытия 3x12 м;
- периодическое замачивание утеплителя приводило к превышению
действующих нагрузок;
- повышенная снеговая нагрузка;
- повышенная динамическая нагрузка;
- беспрогонная система покрытия (еѐ функции были возложены на
ребристые плиты).
Эти причины характерны практически для всех обрушений
промышленных зданий, случившихся на территории России.

47.

Опыт расследования причин аварий зданий и сооружений показывает,
что они являются следствием нарушения требований нормативных
документов при выполнении проектно-изыскательских и производстве
строительно-монтажных работ, изготовлении строительных
материалов, конструкций и изделий; несоблюдения норм и правил
технической эксплуатации зданий и сооружений. Как правило, аварии
являются следствием невыгодного сочетания нескольких из этих
факторов.
На примере ЛАЗа, можно рассмотреть основные мероприятия,
выполнение которых, могло бы помочь, если не избежать, то хотя бы
минимизировать ущерб. Остановимся на этом подробнее.
Недопустимость использования кипящей стали для изготовления
строительных конструкций. Сварные швы при сварке элементов из
кипящей стали имеют высокий коэффициент концентрации напряжений и
низкую прочность при динамических нагрузках, что особенно актуально в
промышленных зданиях, где динамические нагрузки являются
неотъемлемой частью эксплуатации. Поэтому стальные конструкции
должны выполняться из спокойной стали, что должно быть заложено
ещѐ на уровне проектирования и во время строительства строго
проверяться.
Низкое качество железобетонных плит покрытия (размером 3x12м)
объясняется тем, что в период возведения здания они только начинали
применяться, технология их изготовления была ещѐ не отработана, что
существенно сказалось на их характеристиках.
К сожалению, превышение действующих нагрузок вследствие
периодического замачивания утеплителя очень частое явление не только
на промышленных, но и на общественных зданиях. Зачастую (как это было
и на ЛАЗе) своевременное устранение протечек кровли не выполнялось. В
качестве гидроизоляционного материала использовался рубероид (на
момент обрушения существовало несколько слоѐв).
И повышенная динамическая нагрузка возникла вследствие нарушения
правил эксплуатаций цехового оборудования, что, в свою очередь,
объясняется низкой культурой производства, и попустительством со
стороны проверяющих органов.
Все эти факторы усугубила и беспрогонная система покрытия (функции
прогонов были возложены на ребристые плиты). Авария развивалась так:
12 метровая железобетонная плита (массой около 10 т) срывается одним
концом с фермы и падает, удерживаясь сваркой за вторую, закручивает
сжатый пояс второй фермы, который теряет устойчивость. Ферма
обрушивается, и ситуация повторяется. Обрушение происходило

48.

лавинообразно, и остановилось, только дойдя до температурного шва,
разрушив тем самым весь температурный блок. При использовании же
прогонов, этого удалось бы избежать, и, в случае, обрушения даже
нескольких плит, разрушение бы не пошло дальше.
Обрушение на Пензенском ЛАЗе относится к первой группе предельных
состояний. Данный вид обрушения является наиболее опасным, так как
оно происходит внезапно, хрупко, без видимых перемещений и деформаций.
В настоящее время нужно стремиться к переходу к таким
конструкционным схемам, при которых первое предельное состояние не
возникал бы, например, к балочным системам покрытия.
Но все эти негативные факторы, приведшие к аварии и обрушению
здания, можно (и нужно) было выявить не после, а до обрушения, путѐм
комплексного технического обследования.
Техническое обследование здания и сооружения должно проводиться в
два этапа [3,c.166]:
— предварительное обследование;
— детальное обследование.
Предварительное обследование включает в себя следующие основные
работы:
— анализ и изучение проектной документации (строительных чертежей
и заключений об инженерно-геологических условиях);
— визуальный наружный и внутренний осмотр конструкции с
необходимыми обмерами (конструкция сопряжения, стыков элементов,
условия опирания, нарушения сплошности, характер трещин и т.п.);
— обследование фундаментов зданий и их состояния путѐм проходки
шурфов;
— инженерно-геологические работы (бурение скважин, зондирование,
отбор проб грунтов, лабораторные исследования и др.) для установления
фактических характеристик грунтов.
Обследование зданий и сооружений на первом этапе заканчивается
оценкой изменения инженерно-геологических условий за период
строительства и эксплуатации, установлением причин имеющихся
деформаций, трещи- нообразовании и составлением дефектной
ведомости.
Детальное обследование включает следующие работы:
— отбор проб и определение прочности материалов несущих
конструкций неразрушающими методами на механическом прессе
лаборатории;
— контрольные замеры и составление схем расположение несущих
конструкций и поперечных разрезов здания;

49.

— выполнение поверочных статических расчѐтов элементов конструкций
здания и определение нагрузок на фундаменты с учѐтом их увеличения при
реконструкции;
— определение расчѐтного сопротивления грунтов основания
применительно к существующей конструкции фундамента при увеличении
нагрузок.
Литература
Обследования зданий и сооружений на втором этапе заканчивается
составлением технического, заключения о физико-механических свойствах
грунтов и материалов конструкций, принимается расчѐтная схема
несущих конструкций, и сооружения в целом с учѐтом выявленных
дефектов.
В заключении по техническому обследованию здания приводятся также
рекомендации по усилению конструкций, дальнейшему использованию,
наблюдения за строительными конструкциями и всем сооружением в
целом (деформационный мониторинг).
1. Пермяков М.Б. Аварии промышленных зданий: анализ причин//
Электронный журнал Предотвращение аварий зданий и сооружений
2. Кузин Н.Я., Нежданов К.К., Елизаров Ю.В, и др.// Обследование
строительных конструкций сталелитейного цеха ЛАЗа после обрушения и
разработка рекомендации по и разборке. — Пенза. 1989.
3. И.Н.Гарькин, В.С. Сухно, М.А.Петрянина, Л.Н.Петрянина//Новые
достижения по приоритетным направлениям науки и техники//сб.докладов
Междунар. науч.-техн. конф. Молодых учѐных и исследователей 12—16
апреля 2010г. //Наука молодых — итлеллектуальный потенциал XXI века:
сб. докл. Междунар. науч форума. — Пенза: ПГУАС,2010-С.166—167
Моделирование производственных процессов предприятий
машиностроительного комплекса с помощью конечных автоматов
Гогулина Л. С ., аспирант
Московский государственный технический университет им . Н.Э. Баумана
АНАЛИЗ РАЗРУШЕНИЙ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ РАБОТАЮЩИХ В
УСЛОВИЯХ СЕВЕРА
УДК 622.691.4 А.Л/. Большаков , Я..1/.
АНАЛИЗ РАЗРУШЕНИЙ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ, РАБОТАЮЩИХ В
УСЛОВИЯХ СЕВЕРА

50.

DOI: 10.18577/2071-9140-2015-0-SI- 27-31
Проведен анализ разрушений jyeurpcyajMn и магистральных
трубопроводов тлхспл\хнпцрух1\1ых еут.юяимх Севера Исследопапы
основные причины аварий. зависимость частоты инцидентов от
температуры эксплуатации крышки турбины , работающих в условиях
Севера.
Ниочееые слала: дефект, отказы, разрушения, шпильк крепяшей крышку
турбиныи in the article an analysis of destructions of reservoir.t ami long
distance fupe lines operated in the conditions of the Sorth is represented. Main
causes of failures, dependence of frequency of incidents on temperature
ofopetxtfion qfresenwint operated in the conditions of the North are researched.
Keynard.x: defect, failures, destructiotu. reservoirs, gas pipelines.
'Федеральное государственное бюджетное учреждение науки «Институт
физико-технических проблем Севера км. Н И Ларионова» СО PAN (Federal
.slate unitary enterprise «Institute of Physical and Technical Probkim of the
North named alter V P. Lirionov* SB RAS) E-mail: administratiomiv iptpn.ysn.ru
Введение
Более половины общего числа турбин в условиях Север сдано и
эксплуатацию до 1966 г.. г. с. у большинства емкостей выработаны норма
г и пи ые сроки службы. В результате обследован и я технического
состояния во многих турбин ГЭС выявлены дефекты и повреждения,
параметры которых превышают предельно допустимые значения.
Неудовлетворительное техническое состояние турбин увеличивает
вероятность их частичного разрушения.
'Экономический ущерб от утери работоспособности турбин включает ие
только прямые потери, но и затраты па восстановление окружающей
среды, а также на восполнение запасов нефтепродуктов. Расходы на
экстренную доставку нефтепродуктов значительны ввиду использования
авиации или автотранспорта <по временным IHUIIIIM дорогам I.
Виты зефск-юв
Типы дефектов
Виды дефектов
Плоскостные
Нсировары (носплавлсния). трещины, микрогрешнны. подрсты. цепочки
нссплоипюстей (взаимное влияние двух иссшикнносгсй начинает
проявляться при расстоянии между ними, меньшем или равном радиусу
норы) и одиночных включений В виде пор. шлаков, раковин. Ножевая

51.

коррозия, расслоение, нитевидная коррозия, коррозионное росстрескиаапис. Нсггравилыин: сопряжение свиного шва
Ооьсмиыс
Одинарные или группа: пор, шлаковых включений, раковин. Одинарные
иесгшошносга. Местная коррошя
Оценка технического состояниятурбинв при высоком уровне накопления
дсфскюв и повреждений в условиях Крайнего Севера [1] представляет
собой комплексную задачу, решение которой в первую очередь включает
определение степени опасности rex или иных дефектов в сварных
соединениях турбин с учегом влияния низких температур.
Материалы и методы С целью выявления степени опасности
дефектов сварных соединенийи крепления крышки турбины в в условиях
Крайнего Севера проведен сравнительный анализ видов дефектов турбин .
При анализе дефекты турбин разделили на плоскостные и объемные [3].
К" плоскостным дефектам относятся скопления дефектов*
расположенных в плоскости, перпендикулярной направлению главного
напряжения Переход к ускоренному росту наступает для плоскостного и
линейного инициаторов раньше и процесс идет интенсивнее, чем для
объемного дефекта. Поэтому инициаторами аварии (отказов) в
большинстве случаев являются микрогрешнны. подреты и не- провары. К
объемным дефек1ам относятся раковины. поры, скопления пор. цепочки
пор и т. д. (см. таблицу).
По результатам анализа турбин, находящихся в Республике Саха (Я куги
я), выявлено, что в основном плоскостные дефекты приходжтсв па
наиболее нагруженные элементы рс&ервуара и участках, подверженных
неравномерно распределенному напряженно«деформированному состояник», например на нижних поясах крышки турбины . В зависимости ог
расположения турбин (т. с. при неравномерной осадке рстервуара)
плоскостные дефекты составляют 2 -3% от общего числа дефектов
(вместе с количеством одиночных не- сплошностей) зто в основном
фещины, расположенные на наиболее нагруженных элементахкрышки
турбины . Плоскостные дефекты (например, непровары) и основном
прнходвтея на участки крышки турбины , такие как монтажный шов
стенки, соединение типа ««ласточкин хвост» (на перехоле с
махлесточиого соединения на стыковое) и монтажные окна.
Для установления достоверности проведен анализ изменений
работоспособности турбины ГЭС времени года, при згом выявлено, что
одной из основных причин аварий или инцидентов в условиях Севера

52.

является хрупкое разрушение металла (рис. I) [4 6J. 30-40% разрушений
приходная на холодные месяцы года (рис. 2) |7|.
При анализе хрупкого разрушения установлено. чго плоскостные дефехты
и виде iреши и на крышке турбины являются продольными холодными
фсщинами в юие термического влияния и усталостными плоскостными
трещинами, коюрые обычно зарождаются при эксплуатации объекта
(рис. 3).
По результатам проведенного визуально- измерительного контроля
ретервуаров для хранения горючесмазочных материалов в период с 200К по
2010 год составлена статистика дефектности турбины из общего числа
дефектов по условным размерам обследовано более 160 турбин , которые
были смонтированы в 1958-1987 годах.
При анализе дефектов сварных швов выбраны следующие методы
контроля: радиографический, ультразвуковой и визуально-измерительный.
Статистическая обработка информации по дефектности состоит в
группировке дефектов по видам и размерам, построении диаграмм.
Плоскостные дефекты распределяются по длине, объемные по размеру
каждого дефекта
Анализ обнаруженных дефектов показал, что о» общего количества всех
дефектов объемные дефекты составляют 53%, плоскостные 47%.
Распределение дефектов по элементам крышки турбины показано, что
плоскостные дефекты расположены в наиболее нагруженных элементах
турбин , таких как стенка и у торный шов стенки с днищем, которые
значительно повышают риск утраты безотказной работоспособности.
Результаты и обсуждение
Общую последовательность развития разрушения трубопровода можно
представит ь следующим образом. I) результате циклических
температурных напряжений и колебания рабочего давления к» время эксплуатации трубопровода около дефектов (пор. испроваров. шлаковых
включений и т. д.) накапливаются повреждения, которые служат
зародышами магистральной грешииы. В процессе эксплуатации в
результате образования сквозной трещины-спи ша происходит хрупкое
или квазихрупкое распространение трещины по металлу кольцевого
сварного шва с последующим выходом и основной металл. Изломы
разрушившихся труб и сварных соединений, как правило, имеют хрупкое
строение без видимой пластической деформации с характерным для этот
о вида шевронным узором. Основным механизмом разрушения является
отрыв, однако имеется и вяткое разрушсиие основного металла труб с

53.

нешачи- тельиой утяжкой, при згом разрушение происходит по механизму
сдвига.
Статистический анализ отказов работы газопровода показал, что
частота разрушений имеет определенную связь со сменой времени года. т.
с. с сезонными колебаниями температуры грунта и газа. Наибольшее
количество отказов приходится на осенне-зимние месяцы, именно в зтот
период произошло >40% всех разрушений, что объясняется резким
увеличением потребления газа и геокриологическими условиями этого
времени года.
Анализируя опыт эксплуатации магистраль- ных газопроводов в
Якутии, можно выделить ряд основных моментов
материал труб газопровода (сталь 09Г2С) при работе в условиях низких
климатических температур показал достаточно высокую прочность и
хладос то икос т ь;
надежность газопроводов подземной укладки н условиях многолетних
мерзлых грунтов выше надежности их надземной прокладки;
наибольшее количество отказов газопровода с разрушением металла
труб приходится на кольцевые сварные соединения, причинами которых
являются дефекты сварки:
типичные для средней полосы России отказы, связанные с развитием
коррозии, для газопроводов. зкеплуатирующихся в условиях Якутии,
являются незначительными, что можно объяснить продолжительным
периодом действия отрицательных температур.
Однако в последнее время ряд разрушений на магистральных
газопроводах «первого поколе- них* указывает на усталостный вид
развития трещин по основному металлу. Так. часть системы газопроводов
имеет зкеплуатанионный возраст .10 и более лет. общее техническое
состояние линейной части этих газопроводов с каждым годом
ухудшается, поскольку -эксплуатационный ресурс практически исчерпан.
Моральный и физический износ линейной части газопроводов привел в
настоящее время к непрерывному увеличению татрат па их
восстановление, а также объема работ по ликвидации и частичному
предупрежден
. Последствия аварии турбин результате хрупкого разрушения
основного мегалла (6 пнл сверху)
Яыв*рь ФевральОк-Titfpi Н оябрь Декабрь
Рклрсдехиме количества трещин по месяцам
. Трещины с выходом на стенку турбин

54.

Х'ниий вид разрушения на 1S5 км агорой шпкн магистрального газопровода
Берги-Якутскпик» аварин. ? том числе по ремонту спищси и трещин п
сварных швах, вырезке гофров. замене антикоррозионного покрытия п
пестах его нарушения, подсыпке и обваловке отдельных участков
газопровод». IIvia старения металла труб газопровода существенно
снизилась сопротивляемость сварных соединений и основного металла
хрупкому разрушению, происходит нсобратммое изменение механических
свойств и характеристик фещииостойкости. I) >тих условиях, очевидно,
возрастает риск катастрофических разрушений, прежде всего участков
газопроводов, смонтированных более 30 лет натад. общая длина которых
составляет - 500 км. гак как скорость протекания разрушения п it их
конструкциях значительно больше, чем в конструкциях с наибольшим запасом прочности. Кроме того, необходимо учшы- ват* гот факт, что
исследуемый газопровод был спроек Iнрован и смонтирован в го время,
когда не было достаточного опыта по эксплуатации газопроводов в
условиях Крайнего Севера.
Так. на IК5 и 183 км второй нитки магистрального газопровода Берге
Якутск произошли аварии с разрушением металла трубопровода (рис. 4).
Аварии представляют собой раскрытие металла вдоль газопровода
протяженное!ью несколько мсфов. что является следствием рант тия
очага (места зарождения) усталостной трещины на теле трубопровода.
Визуальные и фракто- графические обследования фрагменюв
разрушившихся труб газопровода Берге- Якутск на IК5 км показывают,
что оча! разрушения расположен с внутренней сюроны исследуемой трубы
в около- шовной зоне, имеет достаточную протяженность и
долговременное!ь развития усталостной треши пы по основному металлу,
о чем свидетельствует окисление поверхности. Непосредственный очах
усталостного разрушения, имеющий коррозионное растрескивание,
покрыт голс!ым слоем продуктов коррозии и отложений органических
продуктов. вслсдс!вис чего невозможно определить юнкую стругтуру
очага разрушения. Зона распространения 1рсщины составляет 30 мм
глубиной 3,5 мм. просматриваются бороздчатые струк- 1\ры.
свидетельствующие об усталостном росте !рещины, также
присутствуют продук!и коррозии Общую продолжи телмюсть роста
данной фсщины можно оценить о! нескольких до десятков лет. Изломы
очага распространения трешины указывают па хрупкий вид разрушение
происходило по механизму офыва. на местах остановки фешины
переходит в квазнхрупкий вид с пласт и ч ее к и м и сосгавл яю щ и м и.
С помощью спектрального анализа установлено. что материалы
разрушившихся труб соответствуют маркам сталей 17Г1С и 09Г2С.

55.

Наибольшее разрушен не произошло по основному материалу HI стали
17Г1С. Расчетное значение внутренне! о разрушающего давления с
обнаруженной усталостной Iрещнмой сос!авляет 45.38 кгс см* (-4.54
МПа). В результате механических испытаний показано повышение
прочное mu x характеристик пределов прочности при растяжении и
текучести, а также снижение пластических характеристик материала
труб (ошоситсльного удлинения и 0Г110ситслыю!0 сужения) до 10-18% oi
требований ГОСТ 19281 и ГОСТ 20291. Резулыа- ты испытаний на
ударную вязкость указываю! на снижение характеристик ударной
вязкости в около шовной зоне до 50% и более (по сравнению с основным
металлом фубопровода). Это обьясня- ется деформационным старением
основного металла газопровода, особенно в зоне термического влияния.
вследствие длительного периода зкеплуагации.
Исследование поверхности излома при разрушении труб выявило, что
очаг разрушения расположен с внутренней стороны трубы
перпендикулярно кольцевому шву, в зоне термического влияния, па месте
соединения основного металла и сварного шва. и имеет достаточную
протяженность и долговременное! ь роста трещины. Поверхность излома
разрушения свидетельствует о длительном развишн трещины.
Трешипа временно перестала расти при переходе к основному металлу* о
чем свидетельствует переходная зона, затем она начала продвижение в
глубь основного материала, где наблюдаются радиальные рубцы,
исходящие от зтой зоны, вно- следстаин перешедшие в магистральную
трещину, имеющую шевронный узор. Трещина более длительно и
равномерно развивалась но основному металлу в направлении,
перпендикулярном максимальным растягивающим напряжениям
(окружные напряжения), она характеризовалась усталостными
бороздками и остановилась иеио- средстаенио и сварном шве. что
свидетельствует о достаточной сопротивляемости р ас и рос i ранению
трещины сварного шва (по сравнению с основным металлом).
Схема излома с усталостной трещиной длиной 30 мм и глубиной 3,5 мм
характеризуйся тремя основными зонами:
пспосрсдстлснныи оча.' усталостного разрушения имеет коррозионное
растрескивание, покрыт толстым слоем продуктов коррозии и
отложений органических продуктов, вследствие чего невозможно
определить тонкую структуру очага разрушения.
•юна усталостного шлама просматриваетсв бороздчатая структура,
также присутствуют продукты коррозии;

56.

юыа ускоренного pat лития трещины - просматриваются участки
хрупкого разрушения с ручьистым узором, что свидетельствует о внутризерен ном разрушении, наблюдаются ниттинги (язвы I. на участках скола
зона покрьла более тонким слоем продуктов коррозии.
Основной металл труб характеризуется относительно равномерным
распределением микротвердости по толщине проката. Средняя величина
микротвсрдостн для образца и» исходного материала составляет 159.4
кгс/мм* (- 1594 Mil а), для образца послс 30 лет эксплуатации 254.2 ктс
мм' (-2542 МПа). Микротверлость металла спарпого соединения
существенно выше. Измеренные значен и я микротвсрдостн на образце
меняются от 266 до 283 кгс/мм2 (от -2660 до -2КЗО МПа). Такие
нтачепия и распределение микротвсрдости свидетельствуют о том. что
образец подвергся различным температурным воздействиям.
В результате исследований структуры и свойств металла
магистрального газопровода Мостах- Берсе Якутск выявлены следующие
изменения в металле гаюпропола после 30 лет эксплуатации:
микротвердоеть образцов повысилась на 59%. т. е. газопровод
подвергался различным температурным воздействиям;
при исследовании микроструктуры обнаружено. что произошло
выпадение сульфидов, насыщенные составляющие которых приводят к
ухудшению механических свойств материала и к его старению.
Очагом разрушения газопровода Берге Якутск на 183 км послужила
сквозная трсщина-свиш. расположенная на нижней части трубопровода в
месте соединения кольцевого сварного шва и заводского продольного шва.
Свищ длимой 33 мм образовался от сварного дефекта - канальной поры
размером 15x2 мм. Поток газа был направлен в сторону грунта и. в
результате действия свища (как «сопла») возникла реактивная сила,
послужившая причиной разрыва кольцевого сварного шва. с последующим
выбросом труб от оси укладки на расстояние 30 50 м. С помощью
спектрального анализа установлено, что материал разрушившихся труб
соответствует марке стали 09Г2С. Расчетное шачспис внутреннего
давления на 183 км газопровода Берге Якутск в момент рафушения
трубопровода составляет 42.61 кге.см" (-4,26 МПа).
Заключение
Таким образом, исследования данных разрушений впервые показали
наличие протяженных усталостных трещин, образовавшихся в
результате многолетней эксплуатации, а также деформационного
старения металла турбины являющегося необходимым и достаточным
фактом полного исчерпания несущей способности и запаса прочности.

57.

ЛИТЕРАТУРА по анализу разрушения стальной шпильки крепления турбины из –за
высокого уровня вибрации и усталости металла Саяно-Шушинской
гиброэлетростанции ( ГЭС) работающей в условиях Севера
1. Большаков A.M. Диализ разрушений и дефектов в магистральных
газопроводах и резервуарах Севера Газовав промышленность. 2010. №5. С.
52 53.
2. Большаков A.M.. Андреев Я.М. Характер дефектов и
виды отказов резервуаров, работающих в условиях Севера Газовая
промышленность. 2012 ХгЗ. С. 90-92.
3. Коновалов 11.11. Нормирование дефектов и достовер
ность неразрушаккдего контроля сварных соединений. М.: ИТЦ
"Промышленная безопасностью. 21X16. 111 с.
4. Большаков А.М . Татарннов Л.И. Надежность маги
стральных газопроводов после 30 лет зкеплуатации
в условиях Крайнего Севера /.'Газовая нромышлен и ость. 2009. №2. С 2831.
5. Базышков A.M., Газиков Н.И.. ("цромятиикова А.С- Алексеев А.А.,
Литвшщев Н.М.. Тихонов Р.Н. Раз рушения и повреждения при длительной
эксплуатации обьектов нефтяной и тазовой промышленности /.Тазовая
промышленность. 20CI7. №7. С. 89-91.
6. Дубов А.А. Проблемы оценки ресурса стареющею
оборудования .'Безопасность труда в нромышлен - ности. 2002. №12. С.
30-38.
7. Берсзин В.Л., Шутов В.Е. Прочность и устойчивость
peiepayapoa и трубопроводов. М.: Недра. 1973. 2(Ю с.
АВИАЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ И ТЕХНОЛОГИИ №S1 2015

58.

59.

60.

61.

62.

63.

64.

65.

66.

67.

68.

69.

70.

Изобретения по фрикционно подвижным соединениям ФПС Уздина А М
и др
Изобретение СПОСОБ ЗАЩИТЫ ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ ПРИ ВЗРЫВЕ С
ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ И ЛЕГКОСБРАСЫВАЕМЫХ
СОЕДИНЕНИЙ, ИСПОЛЬЗУЮЩИЕ СИСТЕМУ ДЕМПФИРОВАНИЯ
ФРИКЦИОННОСТИ И СЕЙСМОИЗОЛЯЦИЮ ДЛЯ ПОГЛОЩЕНИЯ ВЗРЫВНОЙ
И СЕЙСМИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ
РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ (19) RU(11)
2010136746(13)
A
(51) МПК
E04C2/00 (2006.01)
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ
СОБСТВЕННОСТИ,
ПАТЕНТАМ И ТОВАРНЫМ
ЗНАКАМ
(12) ЗАЯВКА НА ИЗОБРЕТЕНИЕ
По данным на 26.03.2013 состояние делопроизводства: Экспертиза по
существу
(21), (22) Заявка: 2010136746/03, 01.09.2010
Приоритет(ы):
(22) Дата подачи заявки: 01.09.2010
(43) Дата публикации заявки: 20.01.2013
Адрес для переписки:
443004, г.Самара, ул.Заводская, 5, ОАО
(71) Заявитель(и):
Открытое акционерное общ
(72) Автор(ы):
Подгорный Олег Александров
Акифьев Александр Анатоль
Тихонов Вячеслав Юрьевич (R
Родионов Владимир Викторо
Гусев Михаил Владимирович

71.

"Теплант"
Коваленко Александр Иванов
(54) СПОСОБ ЗАЩИТЫ ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ ПРИ ВЗРЫВЕ С
ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ И ЛЕГКОСБРАСЫВАЕМЫХ
СОЕДИНЕНИЙ, ИСПОЛЬЗУЮЩИЕ СИСТЕМУ ДЕМПФИРОВАНИЯ
ФРИКЦИОННОСТИ И СЕЙСМОИЗОЛЯЦИЮ ДЛЯ ПОГЛОЩЕНИЯ ВЗРЫВНОЙ
И СЕЙСМИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ
(57) Формула изобретения
1. Способ защиты здания от разрушений при взрыве или землетрясении,
включающий выполнение проема/проемов рассчитанной площади для
снижения до допустимой величины взрывного давления, возникающего во
взрывоопасных помещениях при аварийных внутренних взрывах,
отличающийся тем, что в объеме каждого проема организуют зону,
представленную в виде одной или нескольких полостей, ограниченных
эластичным огнестойким материалом и установленных на
легкосбрасываемых фрикционных соединениях при избыточном давлении
воздухом и землетрясении, при этом обеспечивают плотную посадку
полости/полостей во всем объеме проема, а в момент взрыва и
землетрясения под действием взрывного давления обеспечивают
изгибающий момент полости/полостей и осуществляют их выброс из
проема и соскальзывают с болтового соединения за счет ослабленной
подпиленной гайки.
2. Способ по п.1, отличающийся тем, что «сэндвич»-панели, щитовые
панели смонтированы на высокоподатливых с высокой степенью
подвижности фрикционных, скользящих соединениях с сухим трением с
включением в работу фрикционных гибких стальных затяжек диафрагм
жесткости, состоящих из стальных регулируемых натяжений затяжек
сухим трением и повышенной подвижности, позволяющие
перемещаться перекрытиям и «сэндвич»-панелям в горизонтали в
районе перекрытия 115 мм, т.е. до 12 см, по максимальному отклонению
от вертикали 65 мм, т.е. до 7 см (подъем пятки на уровне фундамента),
не подвергая разрушению и обрушению конструкции при аварийных
взрывах и сильных землетрясениях.
3. Способ по п.2, отличающийся тем, что каждая «сэндвич»-панель
крепится на сдвигоустойчивых соединениях со свинцовой, медной или

72.

зубчатой шайбой, которая распределяет одинаковое напряжение на все
четыре-восемь гаек и способствует одновременному поглощению
сейсмической и взрывной энергии, не позволяя разрушиться основным
несущим конструкциям здания, уменьшая вес здания и амплитуду
колебания здания.
4. Способ по п.3, отличающийся тем, что за счет новой конструкции
сдвигоустойчивого податливого соединения на шарнирных узлах и гибких
диафрагмах «сэндвич»-панели могут монтироваться как самонесущие
без стального каркаса для малоэтажных зданий и сооружений.
5. Способ по п.4, отличающийся тем, что система демпфирования и
фрикционности и поглощения сейсмической энергии может определить
величину горизонтального и вертикального перемещения «сэндвич»панели и определить ее несущую способность при землетрясении или
взрыве прямо на строительной площадке, пригрузив «сэндвич»-панель и
создавая расчетное перемещение по вертикали лебедкой с испытанием
на сдвиг и перемещение до землетрясения и аварийного взрыва прямо
при монтаже здания и сооружения.
6. Способ по п.5, отличающийся тем, что расчетные опасные
перемещения определяются, проверяются и затем испытываются на
программном комплексе ВК SCAD 7/31 r5, ABAQUS 6.9, MONOMAX 4.2,
ANSYS, PLAKSIS, STARK ES 2006, SoliddWorks 2008, Ing+2006, FondationPL 3d,
SivilFem 10, STAAD.Pro, а затем на испытательном при объектном
строительном полигоне прямо на строительной площадке
испытываются фрагменты и узлы, и проверяются экспериментальным
путем допустимые расчетные перемещения строительных
конструкций (стеновых «сэндвич»-панелей, щитовых деревянных
панелей, колонн, перекрытий, перегородок) на возможные при аварийном
взрыве и при землетрясении более 9 баллов перемещение по методике
разработанной испытательным центром ОО «Сейсмофонд» - «Защита
и безопасность городов».

73.

74.

75.

76.

77.

78.

79.

80.

81.

УДК 624.042.7
И. О. Кузнецова, С. С. Ваничева, М. В. Фрезе, А. А. Долгая, Т. М. Азаев, Х. R Зайнулабидова
ПРИМЕНЕНИЕ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ
БОЛТОВЫХ
СОЕДИНЕНИЙ
ДЛЯ
ОБЕСПЕЧЕНИЯ
СЕЙСМОСТОЙКОСТИ
СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУЦИЙ МОСТОВ И ДРУГИХ СООРУЖЕНИЙ
Дата поступления: 25.01.2016 Решение о публикации: 14.06.2016
Цель: Разработать и описать новую конструкцию сейсмоизолирующего устройства, состоящего из
упругодемпфирующего элемента, соединенного с изолированными частями сооружения
фрикционно-подвижными соединениями (ФПС), предназначенного для снижения расчетных
нагрузок на сооружение, а также для многоуровневого проектирования и управления
повреждениями конструкции. Методы: Для анализа работы ФПС использованы методы
динамических расчетов сооружений, моделирование расчетных акселерограмм с использованием
ЭВМ, а также натурные испытания при помощи сейсмоплатформ. Результаты: Предложено
конструктивное решение нового сейсмоизолирующего устройства, упругодемпфирующий элемент
которого выполнен в виде столика, верхняя плита столика устанавливается на металлические
стержни из высокопрочной стали, параллельно со столиком установлены гидравлические демпферы,
а ФПС из пакетов стальных листов соединены высокопрочными болтами, пропущенными через
овальные отверстия. Выявлено, что при относительно слабых землетрясениях описываемая
конструкция работает в упругой стадии и ФПС заблокированы; при сильных землетрясениях, когда
горизонтальная нагрузка превышает силу трения в ФПС, происходит проскальзывание элемента за
счет формы отверстий, что обеспечивает взаимное смещение листов на величину зазора между
болтом и краем овального отверстия и обеспечивает сохранность сооружения. Практическая
значимость: Использование описанной системы сейсмозащиты позволяет снизить расчетные
сейсмические нагрузки на сооружения в пределах 40-70 % и спрогнозировать сценарии разрушения
сооружения. Таким образом, снижается стоимость объекта строительства и повышается его
надежность, что в свою очередь приводит к снижению экономических и социальных рисков при
землетрясении.
Сейсмостойкость, сейсмоизоляция, фрикционно-подвижные болтовые соединения.
*Inna O. Kuznetsova, Cand. Sci. (Eng.), associate professor, [email protected]; Svetlana S. Vanicheva, section head
(Petersburg State Transport University); Maksim V. Freze, Cand. Sci. (Eng.); Anzhelika A. Dolgaya, Cand. Sci. (Eng.), design
engineer (Transmost PLC); Tagir M. Azayev, Cand. Sci. (Eng.); Khanzada R. Zaynulabidova, Cand. Sci. (Eng.) (Dagestan
State Technical University) APPLICATION OF FRICTIONAL DYNAMIC BOLTED-TYPE CONNECTIONS TO ENSURE
SEISMIC RESISTANCE OF ENGINEERING STRUCTURES OF BRIDGES AND OTHER OBJECTS
Objective: To develop and describe a new design of a seismic-isolation device consisting of elastic damping element connected to
isolated parts of an object by frictional dynamic connections. It is intended for reduction of design load on an object, as well as multilevel designing and management of object damage. Methods: Structure dynamic calculation methods were used to analyse the
operation of frictional dynamic connections, as were computer simulation of calculation accelerograms and full- scale tests involving
shake tables. Results: A design solution for a new seismic-isolation device is proposed. Its elastic damping element is
shaped like a table, its top plate is placed on metallic bars made from high-resistance steel, hydraulic dampers are
installed parallel to the table, and frictional dynamic connections made from piles of steel plates are linked by highstrength bolts put through oval openings. It was discovered that in cases of relatively minor earthquakes the
construction described here is operating in elastic stage, and frictional dynamic connections get blocked. During
strong earthquakes, when horizontal load exceeds friction force in frictional dynamic connections, slipping of an
element occurs due to shape of openings which ensures mutual displacement of plates by gap width between the bolt
and the edge of oval opening, which ensures the structure's preservation. Practical importance: Using the seismic
resistance system described here allows for reduction of calculation seismic loads on structures by between 40 and
70 per cent, and to forecast scenarios of structure destruction. Thus the cost of construction object gets reduced, its
reliability is increased, which cuts economic and social risks in case of an earthquake.
Seismic
resistance,
seismic
isolation,
frictional
dynamic
bolted-type
connections.

82.

В настоящее время в практике сейсмостойкого
строительства сложился многоуровневый подход
к обеспечению сейсмостойкости сооружения. В
отечественной литературе такой подход получил
название «проектирование сооружений с
заданными параметрами предельных состояний»
[7, 13], за рубежом его называют Performance
Based Designing (PBD). При таком подходе
отказываются от принципа равнопрочности
сооружения и предусматривают наличие слабых
мест, позволяющих управлять накоплением
повреждений в конструкции, минимизируя
дисперсию при прогнозе ущерба.
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
(ФПС) [6]. Под 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 можно
снизить затраты на усиление сооружения,
подверженного сейсмическим и другим
интенсивным нагрузкам.
Описание фрикционноподвижных соединений
ФПС были предложены в НИИ мостов
ЛИИЖТа в 1980 г. и защищены авторскими
свидетельствами [9-12 и др]. Простейшее
стыковое и нахлесточное соединения приведены
на рис. 1. При экстремальных нагрузках должны
происходить взаимная подвижка соединяемых
деталей вдоль овала и за счет этого уменьшаться
пиковое значение усилий, передаваемое
соединением.
При использовании обычных болтов их
натяжение N не превосходит 80-100 кН, а разброс
A
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
A

83.

б
12 3
1
Рис. 1. Принципиальная схема фрикционно-подвижного соединения:
а) встык; б) внахлест; 1 - соединяемые листы; 2 - высокопрочные
болты; 3 - шайба; 4 - овальные отверстия; 5 - накладки
принципе может позволить задание и регулирование несущей способности соединения.
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 соединение может
заклинить, контактные поверхности
соединяемых деталей оплавиться и т. п. [3-5].
Случались обрывы головки болта. Исследования
1985-1990 гг. позволили выявить способы
обработки соединяемых листов, обеспечивающих стабильную работу ФПС. В частности,
установлена недопустимость использования для
ФПС пескоструйной обработки листов пакета,
рекомендованы обжиг листов, нанесение на них
специальной мастики или напыление мягких
металлов. Исследования по рассматриваемому
вопросу обобщены в [13].
В 1995 г. исследования по ФПС были представлены на 11-й всемирной конференции по
сейсмостойкому строительству [14]. После этого
их начали применять за рубежом. Однако в
России эти соединения не применялись в течение
20 лет после разработки теории ФПС в НИИ
мостов [2].
Применение ФПС на мостах г. Сочи
Впервые ФПС использовали при строительстве железнодорожных мостов на олим-
пийских объектах в г. Сочи. В частности, было
предложено новое опорное сейсмоизолирующее устройство (рис. 2). Устройство
имеет три принципиальные особенности:
1) вертикальная и горизонтальная нагрузки
передаются на разные элементы единого узла
опирания, т. е. в системе опирания имеются
независимые опорный и сейсмоизолирующий
элементы. Опорный элемент выполнен в виде
обычной подвижной опорной части, жесткой в
вертикальном направлении. Это исключает
вертикальные смещения пролетного строения
под нагрузкой;

84.

1
Рис. 2. Схема устройства сейсмоизоляции на железнодорожных мостах в г. Сочи: 1 - пролетное
строение; 2 - зазор между податливым элементом и пролетным строением; 3 - антифрикционное
покрытие; 4 - верхний лист податливого элемента; 5 - опора; 6 - податливый элемент; 7 - ФПС; 8 дополнительный лист; 9 - шарнирный балансир; 10 - упоры;
11 - подвижная опорная часть
2) сейсмоизолирующий
элемент выполнен
составным в виде упругого столика из стальных
стержней (стержневого амортизатора) и пакета
стальных листов, объединенных ФПС;
3) сила трения в ФПС не превосходит разрушающей нагрузки на опору и столик.
Для снижения сейсмических нагрузок на
опоры и относительных смещений пролетных
строений на опорах мостов дополнительно
устанавливались демпферы. Для этого использованы гидравлические демпферы фирмы
«Вибросейсм», детально описанные в [15].
Как видно из рис. 2, между пролетным
строением 1 и опорой 5 параллельно с податливым сейсмоизолирующим элементом 6
устанавливается опорный элемент 11, представляющий собой обычную подвижную
опорную часть с шарнирным балансиром 9.
Верхний лист податливого элемента 4 с антифрикционным покрытием 3 соединен с дополнительным листом 8 с помощью ФПС 7. При
этом листы 4 и 8 с антифрикционным покрытием
3 и ФПС 7 образуют верхний скользящий
элемент. На пролетное строение 1
устанавливаются упоры 10, контактирующие с
дополнительным листом 8 и имеющие свободу
вертикальных перемещений относительно листа
4. При этом податливый элемент со скользящим
элементом имеют высоту h меньше, чем высота
подвижной опорной части H за счет устройства
зазора 2. Это исключает передачу на податливый
элемент вертикальной нагрузки от пролетного
строения, которая полностью воспринимается
подвижной опорной частью.
При эксплуатационных нагрузках (торможении подвижного состава, поперечных
ударах транспортных средств), а также при
действии проектного землетрясения (ПЗ) горизонтальные нагрузки передаются от пролетного строения 1 на опору 5 через упоры 10 и
податливый элемент 6. При этом динамические
нагрузки на опору снижаются за счет
амортизирующего действия податливого элемента. При максимальном расчетном землетрясении (МРЗ) происходит подвижка в ФПС,
пиковые нагрузки на опору ограничиваются
силой трения в ФПС и обеспечивается сохранность сооружения (пролетные строения

85.

не сбрасываются с опор) [1]. Таким образом,
расчетные нагрузки снижаются при действии как
ПЗ, так и МРЗ.
Предлагаемая конструкция позволяет проектировать сооружения с заданными параметрами предельных состояний, а также сценарий
накопления повреждений в сооружении при
сейсмических воздействиях [8].
диаграмме ФПС закрыто и система работает
упруго. При значении 0 на диаграмме ФПС
открыто и пролетное строение скользит
относительно опоры. В рассмотренном примере
проскальзывание возникает практически сразу
после начала воздействия, а максимальный сдвиг
достигает 11 см. На рис. 3 выделе
Расчетный анализ работы ФПС при
землетрясении
Рис. 3 иллюстрирует работу устройства при
МРЗ. На нем представлены расчетные зависимости от времени ускорений и смещений
элементов моста при землетрясении.
В верхней части рис. 3 показана расчетная
акселерограмма, имеющая ускорения около 2,2
2
Рис. 3. Результаты расчета сейсмоизолированного моста на действие МРЗ
м/с . По своим энергетическим характеристикам
и пиковым ускорениям в диапазоне частот около
1 с акселерограмма описывает 9-балльное
землетрясение. При этом смещение пролетного
строения составило более 12 см, однако
смещение верха опор оказалось менее 1 см.
Интерес представляет диаграмма чередования
состояний системы. При значении 1 на

86.

но полное (упругое и пластическое) смещение
пролетного строения. Хорошо видно, что при
МРЗ пластические смещения в ФПС превалируют над упругими смещениями за счет
деформации столика.
В нижней части рис. 3 приведены усилия в
демпфере. Пиковые значения усилий достигают
180 кН. Это составляет примерно 15 % от
сейсмической нагрузки.
Принятая концепция проектирования обеспечивает сохранность опор и отсутствие сброса
пролетного строения при любых расчетных
землетрясениях. Конструкция опорных
устройств обеспечивает один вид повреждений подвижки в ФПС, соединяющих опору с
пролетным строением. Сценарий накопления
повреждений (рост подвижки) представлен в
таблице.
поддающиеся ремонту повреждения мостов при
редких разрушительных землетрясениях.
На рис. 4, 5 представлены мосты с фрагментами сейсмозащиты в г. Сочи. Предлагаемые
и уже реализованные устройства обеспечивают
сейсмозащиту моста как при проектных, так и
при максимальных расчетных землетрясениях.
При этом прогнозируется ха
Заключение
Пример сценария накопления повреждений для одной из эстакад железнодорожной
линии Адлер - Сочи
Показатель
Значение
Сила землетрясения, балл
5-6
7
8
Ориентировочная повторяемость, год
20
200
500
1000
0,35
1,09
1,61
2,398
Подвижка, см
0,1
1,6
6,3
12,5
Число подвижек за время землетрясения
2
23
35
38
Ускорение, м/с
2
9
Рис. 5.на
Стержневые
амортизаторы
ФПСр.на
Рис. 4. Стержневой амортизатор с ФПС, установленный
железнодорожном
мосту счерез
одной
из
железнодорожных
эстакад
в
г. Сочи
Мзымта в районе в г. Сочи
В заключение отметим, что по предлагаемой
методике и с использованием предлагаемых
технических решений сейсмозащитных
устройств в Сочи построено более 100 мостовых
опор. Применение этих устройств позволяет на
40-70 % снизить расчетную нагрузку на опоры и
обеспечить прогнозируемые и легко

87.

рактер накопления повреждений в конструкции и
обеспечивается ее ремонтопригодность после
разрушительных землетрясений. Это пока
единственная в мире система сейсмо- защиты,
которая обеспечивает нормальную эксплуатацию
моста, не приводя к расстройству пути при
эксплуатационных нагрузках и проектных
землетрясениях.
Таким образом, применение ФПС позволило
реализовать новую систему сейсмозащи- ты
железнодорожных мостов, которая обеспечивает
снижение сейсмических нагрузок при ПЗ и МРЗ
и нормальную эксплуатацию сооружения.
Библиографический список
1. Азаев Т. М. Оценка сейсмостойкости мостов по
условию сброса пролетных строений с опор / Т. М.
Азаев, И. О. Кузнецова, А. М. Уздин // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. 2003. - Вып. 1. С. 38-42.
2. Белаш Т. А. Сейсмоизоляция. Современное
состояние / Т. А. Белаш, В. С. Беляев, А. М. Уздин и
др. // Избранные статьи профессора О. А. Савинова и
ключевые доклады, представленные на IV Савиновские чтения. - СПб. : Ленинград. Промстройпроект, 2004. - С. 95-128.
3. Березанцева Е. В. Фрикционно-подвижные
соединения на высокопрочных болтах / Е. В. Березанцева, Е. В. Сахарова, А. Ю. Симкин, А. М. Уз- дин
// Междунар. коллоквиум : Болтовые и специальные
монтажные соединения в стальных конструкциях. Т.
1. - М., 1989. - С. 73-76.
4. Деркачев А. А. Исследование свойств стержневых конструкций с упруго-фрикционными соединениями на высокопрочных болтах / А. А. Деркачев, В. С. Давыдов, С. И. Клигерман // Сейсмостойкое строительство. - 1981. - Вып. 3. - С. 7-10.
5. Евдокимов В. В. Несущая способность сдвигоустойчивых соединений с увеличенными отверстиями под высокопрочные болты / В. В. Евдокимов,
В. М. Бабушкин // Междунар. коллоквиум :
Болтовые и специальные монтажные соединения в
стальных конструкциях. Т. 1. - М., 1989. - С. 77-80.
6. Елисеев О. Н. Элементы теории трения, расчет
и технология применения фрикционно-подвижных
соединений / О. Н. Елисеев, И. О. Кузнецова, А. А.
Никитин и др. - СПб. : ВИТУ, 2001. - 75 с.
7. Килимник Л. Ш. О проектировании сейсмостойких зданий и сооружений с заданными параметрами предельных состояний / Л. Ш. Килим- ник
// Строительная механика и расчет сооружений. 1975. - № 2. - С. 40-44.
8. Кузнецова И. О. Сейсмоизоляция - способ
проектирования сооружений с заданными параметрами предельных состояний и сценариев накопления повреждений / И. О. Кузнецова, Ван Хайбинь, А.
М. Уздин, С. А. Шульман // Избранные статьи проф.
О. А. Савинова и ключевые доклады, представленные на VI Савиновские чтения. - СПб., 2010.
- С. 105-120.
9. Савельев В. Н., Уздин А. М., Хусид Р. Г. Болтовое соединение. А. с. СССР № 1168755, МКИ F 16
B 5/02, 35/04, 1983.
10. Савельев В. Н., Уздин А. М., Хусид Р. Г. Болтовое соединение плоских деталей встык. А. с. СССР
№ 1174616, МКИ F 16 B 5/02, 35/04, 1983.
11. Савельев В. Н. Особенности работы соединений на высокопрочных болтах на знакопеременные нагрузки типа сейсмических / В. Н. Савельев, А.
Ю. Симкин // Сейсмостойкое строительство. - 1985. Вып. 10. - С. 20-24.
12. Савельев В. Н., Уздин А. М., Хусид Р. Г., Кистерский С. В. Способ соединения листов в пакет. А.
с. СССР № 1184981, МКИ F 16 B 5/02, 35/04, 1983.
13. Уздин А. М. Сейсмостойкие конструкции
транспортных зданий и сооружений : учеб. пособие /
А. М. Уздин, С. В. Елизаров, Т. А. Белаш. - М. : УМЦ
ЖДТ, 2012. - 500 с.
14. Hashem A. M. The use of the friction-movable
braces for designing the seismic proof structures with
predetermined parameters of ultimate conditions / A.
M. Hashem, A. M. Uzdin // 11-th World Conf.
Earthquake Eng. Paper 51.
15. Kostarev V. V. Providing the earthquake stability
and Increasing the reliability and resources of pipelines
using viscous dampers / V. V. Kostarev, L. Yu. Pavlov,
A. M. Schukin, A. M. Berkovsky // Proc. Workshop
„Bridges seismic isolation and large-scale modeling", St.
Petersburg, 29.06-03.07.2010. - St. Petersburg, 2010. - P.
59-70.
References
1. Azayev T. M., Kuznetsova I. O. & Uzdin A. M.
Seismostoykoye stroitelstvo. Bezopasnost sooru- zheniy - SeismicResistant Construction. Structure Safety, 2003, Is. 1, pp. 38-42.
2. Belash T. A., Belyayev V. S., Uzdin A. M., Yermoshin A. A. & Kuznetsova I. O. Seismoizolyatsiya.
Sovremennoye sostoyaniye [Seismic Isolation. Modern
Condition]. Izbrannyye statiprofessora O. A.
Savi- nova i klyuchevyye doklady,
predstavlennyye na IV Savinovskiye chteniya
[Selected Articles by Professor O. A. Savinov
and Key Reports Presented at the 4th Savinov
Readings].
St.
Petersburg,
Leningradskiy
Promstroyproyekt, 2004. Pp. 95-128.
3. Berezantseva Ye. V., Sakharova Ye. V., Simkin
A.Yu. & Uzdin A. M. Friktsionno-podvizhnyye soyedineniya na vysokoprochnykh boltakh [Frictional Dynamic Connections with High-Strength Bolts]. Me-
zhdunarodnyy kollokvium: Boltovyye i
spetsialnyye montazhnyye soyedineniya v
stalnykh konstruktsiyakh [International
Colloquim: Bolt and Special On-Site

88.

Connections in Steelwork]. Vol. 1. Moscow, 1989. Savinov Readings']. St. Petersburg, 2010. Pp. 105Pp. 73-76.
4. Derkachev A. A., Davydov V. S. & Kliger- man S.
I. Seismostoykoye stroitelstvo - Seismic-Resistant Construction, 1981, Is. 3, pp. 7-10.
5. Yevdokimov V. V. & Babushkin V. M. Nesushchaya sposobnost sdvigoustoychivykh soyedineniy s
uvelichennymi otverstiyami pod vysokoprochnyye bolty [Bearing Capacity of Shear-Resisting Connections
with Increased Openings for High-Strength Bolts]. Me-
zhdunarodnyy kollokvium: Boltovyye i
spetsialnyye montazhnyye soyedineniya v
stalnykh konstruktsiyakh [International
Colloquim: Bolt and Special On-Site
Connections in Steelwork]. Vol. 1. Moscow, 1989.
Pp. 77-80.
6. Yeliseyev O. N., Kuznetsova I. O., Nikitin A.A.,
Pavlov V.Ye., Simkin A.Yu. & Uzdin A. M. Elementy
teorii treniya, raschet i tekhnologiya primeneniya friktsionno-podvizhnykh soyedineniy [Elements of Friction
Theory, Calculation and Technology for Application of
Frictional Dynamic Connections]. St. Petersburg, VITU,
2001. 75 p.
7. Kilimnik L.Sh. Stroitelnaya mekhanika i raschet
sooruzhenoiy - Construction Mechanics and Structure
Calculation, 1975, no. 2, pp. 40-44.
8. Kuznetsova I. O., Van Khaybin, Uzdin A. M. &
Shulman S.A. Seismoizolyatsiya - sposob proyektirovaniya sooruzheniy s zadannymi parametrami
predelnykh sostoyaniy i stsenariyev nakopleniya povrezhdeniy [Seismic Isolation as a Method for Designing
Structures with Set Parameters of Limit States and
Damage Accumulation Scenarios]. Izbrannyye stati
professora O. A. Savinova i klyuchevyye
doklady, predstavlennyye na VI Savinovskiye
chteniya [Selected Articles by Professor O. A.
Savinov and Key Reports Presented at the 6th
120.
9. Savelyev V. N., Uzdin A. M. & Khusid R. G. Boltovoye soyedineniye [Bolt Connection]. Invention
Certificate A. S. SSSR N 1168755, MKI F 16 B 5/02,
35/04, 1983.
10. Savelyev V. N., Uzdin A. M. & Khusid R. G. Boltovoye soyedineniye ploskikh detaley vstyk [Butt-toButt Bolt Connection of Flat Parts]. Invention Certificate A. S. SSSR N 1174616, MKI F 16 B 5/02, 35/04,
1983.
11. Savelyev V. N. & Simkin A.Yu. Seismostoykoye
stroitelstvo - Seismic-Resistant Construction, 1985, Is.10,
pp. 20-24.
12. Savelyev V. N., Uzdin A. M., Khusid R. G. &
Kisterskiy S. V. Sposob soyedineniya listov v paket
[Method for Connecting Plates into Piles]. Invention
Certificate A. S. SSSR N 1184981, MKI F 16 B 5/02,
35/04, 1983.
13. Uzdin A. M., Yelizarov S. V. & Belash T.A. Seismostoykiye konstruktsii transportnykh zdaniy i sooruzheniy : uchebnoye posobiye [Seismic-Resistant Designs
for Transport Buildings and Structures : Course
Guide]. Moscow, UMTs ZhDT, 2012. 500 p.
14. Hashem A. M. & Uzdin A. M. The use of the
friction-movable braces for designing the seismic proof
structures with predetermined parameters of ultimate
conditions. Hth World Conf. Earthquake Eng.
Paper 51.
15. Kostarev V. V., Pavlov L.Yu., Schukin A. M. &
Berkovsky A. M. Providing the earthquake stability and
Increasing the reliability and resources of pipelines
using viscous dampers. Proc. Workshop "Bridges
seismic isolation and large-scale modeling",
St. Petersburg, 29.06-03.07.2010. St. Petersburg, 2010.
Pp.
59-70.

89.

*КУЗНЕЦОВА Инна Олеговна - канд. техн. наук, доцент, [email protected]; ВАНИЧЕВА Светлана
Сергеевна - начальник отдела (Петербургский государственный университет путей сообщения Императора
Александра I); ФРЕЗЕ Максим Владимирович - канд. техн. наук; ДОЛГАЯ Анжелика Александровна канд. техн. наук, инженер-проектировщик (ОАО «Трансмост»); АЗАЕВ Тагир Магомедович - канд. техн.
наук; ЗАЙНУЛАБИДОВА Ханзада Рауповна - канд. техн. наук (Дагестанский государственный
технический университет).
441

90.

442

91.

443

92.

444

93.

445

94.

446

95.

447

96.

448

97.

449

98.

У
Общество с ограниченной ответственностью «С К С Т Р О
Й К О М П Л Е К С - 5» СПб, ул. Бабушкина, д. 36
тел./факс 812-705-00-65 E-mail: stanislav@stroycomplex-5.
ru http://www. stroycomplex-5. ru
РЕГЛАМЕНТ
МОНТАЖА АМОРТИЗАТОРОВ СТЕРЖНЕВЫХ ДЛЯ СЕЙСМОЗАЩИТЫ МОСТОВЫХ
СООРУЖЕНИЙ
4) Подготовительные работы
1.1 Очистка верхних поверхностей бетона оголовка опоры и пролетного строения
от загрязнений;
4)
Контрольная съемка положения закладных деталей (фундаментных болтов) в
оголовке опоры и диафрагме железобетонного пролетного строения или отверстий в металле
металлического или сталежелезобетонного пролетного строения с составлением схемы
(шаблона).
4)
Проверка соответствия положения отверстий для крепления амортизатора к опоре и
к пролетному строению в элементах амортизатора по шаблонам и, при необходимости,
райберовка или рассверловка новых отверстий.
4)
Проверка высотных и горизонтальных параметров поступившего на монтаж аморти-
затора и пространства для его установки на опоре (под диафрагмой). При необходимости, срубка
выступающих частей бетона или устройство подливки на оголовке опоры.
4)
Устройство подмостей в уровне площадки, на которую устанавливается амортизатор.
5) Установка и закрепление амортизатора
2.1. Установка амортизаторов с нижним расположением ФПС (под железобетонные пролетные строения).
2.1.1. Расположение фундаментных болтов для крепления на опоре может быть двух видов:
16.
болты расположены внутри основания и при полностью смонтированном
амортизаторе не видны, т.к. закрыты корпусом упора, при этом концы фундаментных болтов
выступают над поверхностью площадки, на которой монтируется амортизатор;
17.
болты расположены внутри основания и оканчиваются резьбовыми втулками,
верхние торцы которых расположены заподлицо с бетонной поверхностью;
18.
болты расположены у края основания, которое совмещено с корпусом упора, и
после монтажа амортизатора доступ к болтам возможен, при этом концы фундаментных болтов
выступают
над
поверхностью
450
площадки;

99.

4) болты расположены у края основания и оканчиваются резьбовыми втулками, как и во
втором случае
2.1.2. Последовательность операций по монтажу амортизатора в первом случае приведена
ниже.
а) Затяжка болтов ФПС на усилие, предусмотренное проектом.
б) Разборка соединения основания с корпусом упора, собранного на время транспортировки.
в) Подъем основания амортизатора на подмости в уровне, превышающем уровень площадки, на которой монтируется амортизатор, на высоту выступающего конца фундаментного болта.
г) Надвижка основания в проектное положение до совпадения отверстий для крепления
амортизатора с фундаментными болтами, опускание основания на площадку, затяжка фундаментных болтов, при необходимости срезка выступающих над гайками концов фундаментных болтов.
д) Подъем сборочной единицы, включающей остальные части амортизатора, на подмости в
уровне установленного основания.
е) Снятие транспортных креплений.
ж) Надвижка упомянутой сборочной единицы на основание до совпадения отверстий под
штифты и резьбовые отверстия под болты в основании с соответствующими отверстиями в упоре,
забивка штифтов в отверстия, затяжка и законтривание болтов.
з) Завинчивание болтов крепления верхней плиты стержневой пружины в резьбовые отверстия втулок анкерных болтов на диафрагме пролетного строения. Если зазор между верхней
плитой и нижней плоскостью диафрагмы менее 5мм, производится затяжка болтов. Если зазор
более 5 мм, устанавливается опалубка по контуру верхней плиты, бетонируется или инъектируется зазор, после набора прочности бетоном или раствором производится затяжка болтов.
и) Восстановление антикоррозийного покрытия.
2.1.3. Операции по монтажу амортизатора во втором случае отличаются от операций
первого случая только тем, что основание амортизатора поднимается на подмости в уровне площадки, на которой монтируется амортизатор и надвигается до совпадения резьбовых отверстий во
втулках фундаментных болтов с отверстиями под болты в основании.
2.1.4. Последовательность операций по монтажу амортизатора в третьем случае приведена
ниже.
а) Затяжка болтов ФПС на усилие, предусмотренное проектом.
б) Подъем амортизатора на подмости в уровень, превышающий уровень площадки, на которой монтируется амортизатор, на высоту выступающего конца фундаментного болта.
451

100.

в) Снятие транспортных креплений.
г) Надвижка амортизатора в проектное положение до совпадения отверстий для его крепления с фундаментными болтами, опускание амортизатора на площадку, затяжка фундаментных
болтов.
Далее выполняются операции, указанные в подпунктах 2.1.2.д...2.1.2.и.
2.1.5. Операции по монтажу амортизаторов в четвертом случае отличаются от операций
для третьего случая только тем, что амортизатор поднимается на подмости в уровень площадки,
на которой он монтируется и надвигается до совпадения отверстий в амортизаторе с резьбовыми
отверстиями во втулках.
2.2. Установка амортизаторов с верхним расположением ФПС (под металлические про-
летные строения)
2.2.1. Последовательность и содержание операций по установке на опоры амортизаторов
как с верхним, так и с нижним расположением ФПС одинаковы.
2.2.2. К металлическому пролетному строению амортизатор прикрепляется посредством
горизонтального упора. После прикрепления амортизатора к опоре выполняются следующие операции:
1) замеряются зазоры между поверхностями примыкания горизонтального упора к конст-
рукциям металлического пролетного строения;
2) в отверстия вставляются высокопрочные болты и на них нанизываются гайки;
3) при наличии зазоров более 2 мм в местах расположения болтов вставляются вильчатые
прокладки (вилкообразные шайбы) требуемой толщины;
4) высокопрочные болты затягиваются до проектного усилия.
2.3. Подъемка амортизатора на подмости в уровне площадки, на которой он будет смон-
тирован.
2.4. Демонтаж транспортных креплений.
Заместитель генерального директора
Л.А. Ушакова
Согласовано:
Главный инженер проекта
ОАО «Трансмост»
И.В. Совершаев
Главный инженер проекта ОАО «Трансмост»
452
И.А. Мурох

101.

Главный инженер проекта
В.Л. Бобровский
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
453

102.

СОДЕРЖАНИЕ
1
Введение
3
2
Элементы теории трения и износа
6
3
Методика расчета одноболтовых ФПС
18
3.1
Исходные посылки для разработки методики расчета ФПС
18
3.2
Общее уравнение для определения несущей способности ФПС.
20
3.3
Решение общего уравнения для стыковых ФПС
21
3.4
Решение общего уравнения для нахлесточных ФПС
22
4
Анализ экспериментальных исследований работы ФПС
26
5
Оценка
параметров
диаграммы
деформирования
многоболтовых
фрикционно-подвижных соединений (ФПС)
31
5.1
Общие положения методики расчета многоболтовых ФПС
31
5.2
Построение уравнений деформирования стыковых многоболтовых ФПС
32
5.3
Построение уравнений деформирования нахлесточных многоболтовых 38
ФПС
6
Рекомендации по технологии изготовления ФПС и сооружений с такими
соединениями
6.1
42
Материалы болтов, гаек, шайб и покрытий контактных поверхностей
стальных деталей ФПС и опорных поверхностей шайб
42
6.2
Конструктивные требования к соединениям
43
6.3
Подготовка
контактных
поверхностей
элементов
и
методы
контроля
6.4
45
Приготовление и нанесение протекторной грунтовки ВЖС 83-0287. Требования к загрунтованной поверхности. Методы контроля
6.4.1
Основные требования по технике безопасности при работе с
грунтовкой ВЖС 83-02-87
6.4.2
Транспортировка
и
47
хранение
элементов
законсервированных грунтовкой ВЖС 83-02-87
6.5
46
и
деталей,
49
Подготовка и нанесение антифрикционного покрытия на опорные 49
поверхности шайб
6.6
7
Сборка ФПС
49
Список литературы
51
454

103.

1. ВВЕДЕНИЕ
Современный подход к проектированию сооружений, подверженных экстремальным, в
частности, сейсмическим нагрузкам исходит из целенаправленного проектирования предельных
состояний конструкций. В литературе [1, 2, 11, 18] такой подход получил название проектирования
сооружений с заданными параметрами предельных состояний. Возможны различные технические
реализации отмеченного подхода. Во всех случаях в конструкции создаются узлы, в которых от
экстремальных нагрузок могут возникать неупругие смещения элементов. Вследствие этих
смещений нормальная эксплуатация сооружения, как правило, нарушается, однако исключается его
обрушение. Эксплуатационные качества сооружения должны легко восстанавливаться после
экстремальных воздействий. Для обеспечения указанного принципа проектирования и были
предложены фрикционно-подвижные болтовые соединения.
Под
фрикционно-подвижными
соединениями
(ФПС)
понимаются
соединения
металлоконструкций высокопрочными болтами, отличающиеся тем, что отверстия под болты в
соединяемых деталях выполнены овальными вдоль направления действия экстремальных нагрузок.
При экстремальных нагрузках происходит взаимная сдвижка соединяемых деталей на величину до 34 диаметров используемых высокопрочных болтов. Работа таких соединений имеет целый ряд
особенностей и существенно влияет на поведение конструкции в целом. При этом во многих случаях
оказывается возможным снизить затраты на усиление сооружения, подверженного сейсмическим и
другим интенсивным нагрузкам.
ФПС были предложены в НИИ мостов ЛИИЖТа в 1980 г. для реализации принципа
проектирования мостовых конструкций с заданными параметрами предельных состояний. В 1985-86
г.г. эти соединения были защищены авторскими свидетельствами [16-19]. Простейшее стыковое и
нахлесточное соединения приведены на рис.1.1. Как видно из рисунка, от обычных соединений на
высокопрочных болтах предложенные в упомянутых работах отличаются тем, что болты пропущены
через овальные отверстия. По замыслу авторов при экстремальных нагрузках должна происходить
взаимная подвижка соединяемых деталей вдоль овала, и за счет этого уменьшаться пиковое значение
усилий, передаваемое соединением. Соединение с овальными отверстиями применялись в
строительных конструкциях и ранее, например, можно указать предложения [8, 10 и др]. Однако в
упомянутых работах овальные отверстия устраивались с целью упрощения монтажных работ. Для
реализации принципа проектирования конструкций с заданными параметрами предельных состояний
необходимо фиксировать предельную силу трения (несущую способность) соединения.
При использовании обычных болтов их натяжение N не превосходит 80-100 кН, а разброс
натяжения N=20-50 кН, что не позволяет прогнозировать несущую способность такого соединения
по трению. При использовании же высокопрочных болтов при том же N натяжение N= 200 - 400
455

104.

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.
кН, что в принципе может позволить задание и регулирование несущей способности соединения.
Именно эту цель преследовали предложения [3,14-17].
Однако проектирование и расчет таких соединений вызвал серьезные трудности. Первые испытания
ФПС показали, что рассматриваемый класс соединений не обеспечивает в общем случае стабильной
работы конструкции. В процессе подвижки возможна заклинка соединения, оплавление контактных
поверхностей соединяемых деталей и т.п. В ряде случаев имели место обрывы головки болта.
Отмеченные
исследования
позволили
выявить
способы
обработки
соединяемых
листов,
обеспечивающих стабильную работу ФПС. В частности, установлена недопустимость использования
для ФПС пескоструйной обработки листов пакета, рекомендованы использование обжига листов,
нанесение на них специальных мастик или напыление мягких металлов. Эти исследования показали,
что расчету и проектированию сооружений должны предшествовать детальные исследования самих
соединений. Однако, до настоящего времени в литературе нет еще систематического изложения
общей теории ФПС даже для одноболтового соединения, отсутствует теория работы многоболтовых
456

105.

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 экспериментальнотеоретические
результаты
исследований
физических
(механических,
электрических, магнитных, тепловых), химических, биологических и других
явлений, связанных с трением.
Триботехника
трибологии
при
–
это
система
знаний
проектировании,
о
практическом
изготовлении
и
применении
эксплуатации
трибологических систем.
С
трением
связан
износ
соприкасающихся
тел
–
разрушение
поверхностных слоев деталей подвижных соединений, в т.ч. при резьбовых
соединениях. Качество соединения определяется внешним трением в витках
резьбы и в торце гайки и головки болта (винта) с соприкасающейся деталью
или шайбой. Основная характеристика крепежного резьбового соединения –
усилие затяжки болта (гайки), - зависит от значения и стабильности моментов
сил
трения
сцепления,
возникающих
457
при
завинчивании.
Момент
сил

106.

сопротивления затяжке содержит две составляющих: одна обусловлена
молекулярным воздействием в зоне фактического касания тел, вторая –
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 1978-1980 г.г. издательством
«Машиностроение». Эти Справочники не потеряли своей актуальности и
научной обоснованности и в настоящее время. Полезный для практического
использования материал содержится также в монографии Геккера Ф.Р. [5].
Сухое трение. Законы сухого трения
1. Основные понятия: сухое и вязкое трение; внешнее и внутреннее
трение, пограничное трение; виды сухого трения.
Трение – физическое явление, возникающее при относительном движении
соприкасающихся газообразных, жидких и твердых тел и вызывающее
сопротивление движению тел или переходу из состояния покоя в движение
относительно конкретной системы отсчета.
Существует два вида трения: сухое и вязкое.
Сухое трение возникает при соприкосновении твердых тел.
Вязкое трение возникает при движении в жидкой или газообразной среде,
а также при наличии смазки в области механического контакта твердых тел.
При учете трения (сухого или вязкого) различают внешнее трение и
внутренне трение.
Внешнее трение возникает при относительном перемещении двух тел,
находящихся в соприкосновении, при этом сила сопротивления движению
зависит от взаимодействия внешних поверхностей тел и не зависит от
состояния внутренних частей каждого тела. При внешнем трении переход
458

107.

части механической энергии во внутреннюю энергию тел происходит только
вдоль поверхности раздела взаимодействующих тел.
Внутреннее трение возникает при относительном перемещении частиц
одного и того же тела (твердого, жидкого или газообразного). Например,
внутреннее трение возникает при изгибе металлической пластины или
проволоки, при движении жидкости в трубе (слой жидкости, соприкасающийся
со стенкой трубы, неподвижен, другие слои движутся с разными скоростями и
между ними возникает трение). При внутреннем трении часть механической
энергии переходит во внутреннюю энергию тела.
Внешнее
трение
соприкосновения
в
твердых
чистом
тел
виде
без
возникает
смазочной
только
прослойки
в
между
случае
ними
(идеальный случай). Если толщина смазки 0,1 мм и более, механизм трения не
отличается от механизма внутреннего трения в жидкости. Если толщина
смазки менее 0,1 мм, то трение называют пограничным (или граничным). В
этом случае учет трения ведется либо с позиций сухого трения, либо с точки
зрения вязкого трения (это зависит от требуемой точности результата).
В истории развития понятий о трении первоначально было получено
представление о внешнем трении. Понятие о внутреннем трении введено в
науку в 1867 г. английским физиком, механиком и математиком Уильямом
Томсоном (лордом Кельвиным).1)
Законы сухого трения
Сухое трение впервые наиболее полно изучал Леонардо да Винчи (14521519). В 1519 г. он сформулировал закон трения: сила трения, возникающая
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].
459

108.

при контакте тела с поверхностью другого тела, пропорциональна нагрузке
(силе прижатия тел), при этом коэффициент пропорциональности – величина
постоянная и равна 0,25:
F
0 ,25 N .
Через 180 лет модель Леонарда да Винчи была переоткрыта французским
механиком и физиком Гийомом Амонтоном2), который ввел в науку понятие
коэффициента трения как французской константы и предложил формулу силы
трения скольжения:
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
2
g t 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
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
460

109.

трения покоя (силы сцепления) и силы трения скольжения, а также понятия о
трении качения и трении верчения.
Многие десятилетия XX века ученые пытались модернизировать законы
Кулона,
учитывая
все
новые
и
новые
результаты
физико-химических
исследований явления трения. Из этих исследований наиболее важными
являются исследования природы трения.
Кратко о природе сухого трения можно сказать следующее. Поверхность
любого
твердого
тела
обладает
[шероховатость
поверхности
классов)
характеристикой
–
микронеровностями,
оценивается
«классом
качества
шероховатостью
шероховатости»
обработки
(14
поверхности:
среднеарифметическим отклонением профиля микронеровностей от средней
линии и высотой неровностей].
Сопротивление сдвигу вершин микронеровностей в зоне контакта тел –
источник трения. К этому добавляются силы молекулярного сцепления между
частицами,
принадлежащими
разным
телам,
вызывающим
прилипание
поверхностей (адгезию) тел.
Работа
внешней
силы,
приложенной
к
телу,
преодолевающей
молекулярное сцепление и деформирующей микронеровности, определяет
механическую энергию тела, которая затрачивается частично на деформацию
(или даже разрушение) микронеровностей, частично на нагревание трущихся
тел (превращается в тепловую энергию), частично на звуковые эффекты –
скрип, шум, потрескивание и т.п. (превращается в акустическую энергию).
В последние годы обнаружено влияние трения на электрическое и
электромагнитное поля молекул и атомов соприкасающихся тел.
Для решения большинства задач классической механики, в которых надо
учесть сухое трение, достаточно использовать те законы сухого трения,
которые открыты Кулоном.
В современной формулировке законы сухого трения (законы Кулона)
даются в следующем виде:
461

110.

В случае изотропного трения сила трения скольжения тела А по
поверхности тела В всегда направлена в сторону, противоположную скорости
тела А относительно тела В, а сила сцепления (трения покоя) направлена в
сторону, противоположную возможной скорости (рис.2.1, а и б).
Примечание. В случае анизотропного трения линия действия силы трения
скольжения не совпадает с линией действия вектора скорости. (Изотропным
называется сухое трение, характеризующееся одинаковым сопротивлением
движению тела по поверхности другого тела в любом направлении, в
противном случае сухое трение считается анизотропным).
Сила трения скольжения пропорциональна силе давления на опорную
поверхность
(или
нормальной
реакции
этой
поверхности),
при
этом
коэффициент трения скольжения принимается постоянным и определяется
опытным путем для каждой пары соприкасающихся тел. Коэффициент трения
скольжения зависит от рода материала и его физических свойств, а также от
степени обработки поверхностей соприкасающихся тел:
FСК
(рис. 2.1 в).
f СК N
Y
Y
Fск
tg =fск
N
N
V
Fск
X
G
N
X
G
Fсц
а)
в)
б)
Рис.2.1
Сила сцепления (сила трения покоя) пропорциональна силе давления на
опорную поверхность (или нормальной реакции этой поверхности) и не может
быть
больше
максимального
значения,
определяемого
произведением
коэффициента сцепления на силу давления (или на нормальную реакцию
опорной поверхности):
462

111.

FСЦ
fСЦ N .
Коэффициент сцепления (трения покоя), определяемый опытным путем в
момент перехода тела из состояния покоя в движение, всегда больше
коэффициента трения скольжения для одной и той же пары соприкасающихся
тел:
f СЦ
f СК .
Отсюда следует, что:
max
FСЦ
FСК
,
поэтому график изменения силы трения скольжения от времени движения
тела, к которому приложена эта сила, имеет вид (рис.2.2).
При переходе тела из состояния покоя в движение сила трения
скольжения за очень короткий промежуток времени
FСК (рис.2.2). Этим промежутком времени
max до
изменяется от FСЦ
часто пренебрегают.
В последние десятилетия экспериментально показано, что коэффициент
трения скольжения зависит от скорости (законы Кулона установлены при
fсц
max
Fсц
Fск
fск
V
t
V0
Рис. 2.2
Vкр
Рис. 2. 3
равномерном движении тел в диапазоне невысоких скоростей – до 10 м/с).
(v)
Эту зависимость качественно можно проиллюстрировать графиком f СК
(рис.2.3).
v0
- значение скорости, соответствующее тому моменту времени, когда
сила FСК достигнет своего нормального значения FСК
463
f СК N ,

112.

vКР
- критическое значение скорости, после которого происходит
незначительный рост (на 5-7 %) коэффициента трения скольжения.
Впервые этот эффект установил в 1902 г. немецкий ученый Штрибек (этот
эффект впоследствии был подтвержден исследованиями других ученых).
Российский ученый Б.В.Дерягин, доказывая, что законы Кулона, в
основном, справедливы, на основе адгезионной теории трения предложил
новую формулу для определения силы трения скольжения (модернизировав
предложенную Кулоном формулу):
FСК
fСК
N
S p0 .
[У Кулона: FСК
fСК N
А , где величина А не раскрыта].
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
( N ) , причем при
нагрузки N (при соизмеримости сил N и S p0 ) - fСК
увеличении N он уменьшается (бугорки микронеровностей деформируются и
сглаживаются, поверхности тел становятся менее шероховатыми). Однако, эта
зависимость учитывается только в очень тонких экспериментах при решении
задач особого рода.
Во многих случаях S p0
N , поэтому в задачах классической механики, в
которых следует учесть силу сухого трения, пользуются, в основном, законом
Кулона, а значения коэффициента трения скольжения и коэффициента
сцепления определяют по таблице из справочников физики (эта таблица
содержит значения коэффициентов, установленных еще в 1830-х годах
французским ученым А.Мореном (для наиболее распространенных материалов)
и дополненных более поздними экспериментальными данными. [Артур Морен
464

113.

(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:
F
arctg n ,
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);
465

114.

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
Vc
C
N
G
Fск
K
N
K
Рис. 2.4
обязано
силе
образует
Fсопр
Vс
C
моментом
N
Рис. 2.5
которая
вторую
составляющую
полной
реакции опорной поверхности).
Момент
Fсц
FСЦ ,
сцепления
466
пары
сил
сопротивления
N, G
называется
качению.
Плечо

115.

пары сил «к» называется коэффициентом трения качения. Он имеет
размерность длины.
Момент сопротивления качению определяется формулой:
MC
N k,
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), при этом: Fсопр R N k , где R – радиус колеса,
откуда
Fсопр
N
k
R
N h,
где h – коэффициент сопротивления, безразмерная величина.
Эту формулу предложил Кулон. Так как множитель h
k
во много раз
R
меньше коэффициента трения скольжения для тех же соприкасающихся тел, то
сила Fсопр на один-два порядка меньше силы трения скольжения. (Это было
известно еще в древности).
Впервые в технике машин это использовал Леонардо да Винчи. Он изобрел
роликовый и шариковый подшипники.
Если на рисунке дается картина сил с обозначением силы Fсопр , то силу N
показывают
без
смещения
в
сторону
скорости
(колесо
и
рельс
рассматриваются условно как абсолютно твердые тела).
Повышение угловой скорости качения вызывает рост сопротивления
качению. Для колеса железнодорожного экипажа и рельса рост сопротивления
качению заметен после скорости колесной пары 100 км/час и происходит по
параболическому
закону.
Это
объясняется
деформациями
колес
гистерезисными потерями, что влияет на коэффициент трения качения.
467
и

116.

Трение верчения
Трение верчения возникает при вращении тела,
опирающегося на некоторую поверхность. В этом
случае следует рассматривать зону контакта тел, в
Fск
Fск
r
О
точках которой возникают силы трения скольжения
FСК (если контакт происходит в одной точке, то
трение верчения отсутствует – идеальный случай)
Fск
(рис.2.6).
Рис. 2.6.
А – зона контакта вращающегося тела, ось
вращения которого перпендикулярна к плоскости
этой зоны. Силы трения скольжения, если их привести к центру круга (при
изотропном трении), приводятся к паре сил сопротивления верчению, момент
которой:
М сопр N f ск r ,
где r – средний радиус точек контакта тел;
f ск
- коэффициент трения скольжения (принятый одинаковым для всех
точек и во всех направлениях);
N – реакция опорной поверхности, равная силе давления на эту
поверхность.
Трение верчения наблюдается при вращении оси гироскопа (волчка) или
оси стрелки компаса острием и опорной плоскостью. Момент сопротивления
верчению стремятся уменьшить, используя для острия и опоры агат, рубин,
алмаз и другие хорошо отполированные очень прочные материалы, для
которых коэффициент трения скольжения менее 0,05, при этом радиус круга
опорной площадки достигает долей мм. (В наручных часах, например, М сопр
менее 5 10
5
мм).
Таблица коэффициентов трения скольжения и качения.
468

117.

к (мм)
f ск
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.
469

118.

При
медленной
приработке
локальные
температуры
приводят
к
нежелательным местным изменениям фрикционного материала. Попадание
пыли, песка и других инородных частиц из окружающей среды приводит к
абразивному разрушению не только контактируемого слоя, но и более
глубоких слоев. Чрезмерное давление, превышающее порог схватывания,
приводит к разрушению окисной пленки, местным вырывам материала с
последующим, абразивным разрушением поверхности трения.
Под нагруженностью фрикционной пары понимается совокупность условий
эксплуатации:
давление
поверхностей
трения,
скорость
относительного
скольжения пар, длительность одного цикла нагружения, среднечасовое число
нагружений, температура контактного слоя трения.
Главные требования, предъявляемые к трущимся парам, включают
стабильность коэффициента трения, высокую износостойкость пары трения,
малые модуль упругости и твердость материала, низкий коэффициент
теплового расширения, стабильность физико-химического состава и свойств
поверхностного слоя, хорошая прирабатываемость фрикционного материала,
достаточная механическая прочность, антикоррозийность, несхватываемость,
теплостойкость и другие фрикционные свойства.
Основные факторы нестабильности трения - нарушение технологии
изготовления
деталей,
фрикционных
даже
в
элементов; отклонения
пределах
установленных
размеров отдельных
допусков;
несовершенство
конструктивного исполнения с большой чувствительностью к изменению
коэффициента трения.
Абразивный
износ
закономерностям. Износ
фрикционных
пар
подчиняется
следующим
пропорционален пути трения s,
=ks s,
(2.1)
а интенсивность износа— скорости трения
kv
s
(2.2)
470

119.

Износ не зависит от скорости трения, а интенсивность износа на единицу
пути трения пропорциональна удельной нагрузке р,
s
(2.3)
kp p
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 pds .
k p pvdt
0
(2.4)
0
В условиях кулонова трения, и в случае kр = const, износ пропорционален
работе сил трения W
kw W
kp
f
s
Fds .
W; W
0
Здесь сила трения F=f N = f p
нормального давления;
(2.5)
; где f – коэффициент трения, N – сила
- 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
471

120.

3.1. Исходные посылки для разработки методики
расчета ФПС
Исходными посылками для разработки методики расчета ФПС
являются
экспериментальные
исследования
одноболтовых
нахлесточных соединений [13], позволяющие вскрыть основные
особенности работы ФПС.
Для выявления этих особенностей в НИИ мостов в 1990-1991 гг.
были выполнены экспериментальные исследования деформирования
нахлесточных соединений такого типа. Анализ полученных диаграмм
деформирования позволил выделить для них 3 характерных стадии
работы, показанных на рис. 3.1.
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
процессе
Рис.3.1. Характерная диаграмма деформирования
ФПС
1 – упругая работа ФПС;
2 – стадия проскальзывания листов ФПС при
заклиненных шайбах, характеризующаяся ростом 472
натяжения болта вследствие его изгибной деформации;
3 – стадия скольжения шайбы болта,
характеризующаяся интенсивным износом контактных
поверхностей.
элементов.
В
подвижки
наблюдается интенсивный износ
во
всех
контактных
парах,

121.

сопровождающийся падением натяжения болтов и, как следствие,
снижение несущей способности соединения.
В процессе испытаний наблюдались следующие случаи выхода из
строя ФПС:
• значительные взаимные перемещения соединяемых деталей, в
результате которых болт упирается в край овального отверстия и в
конечном итоге срезается;
• отрыв головки болта вследствие малоцикловой усталости;
• значительные пластические деформации болта, приводящие к
его
необратимому
удлинению
и
исключению
из
работы
при
“обратном ходе" элементов соединения;
• 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;
473

122.

б) по прочности болта и соединяемых листов на смятие в случае
исчерпания зазора ФПС u0;
в) по несущей способности конструкции в случае удара в момент
закрытия зазора ФПС;
г) по прочности тела болта на разрыв в момент подвижки.
Если учесть известные результаты [11,20,21,26], показывающие,
что закрытие зазора приводит к недопустимому росту ускорений в
конструкции,
то
проверки
(б)
и
(в)
заменяются
проверкой,
ограничивающей перемещения ФПС и величиной фактического
зазора в соединении u0.
Решение вопроса об износе контактных поверхностей ФПС и
подвижке в соединении должно базироваться на задании диаграммы
деформирования
соединения,
представляющей
зависимость
его
несущей способности Т от подвижки в соединении s. Поэтому
получение зависимости Т(s) является основным для разработки
методов
расчета
ФПС
и
сооружений
с
такими
соединениями.
Отмеченные особенности учитываются далее при изложении теории
работы ФПС.
3.2. Общее уравнение для определения несущей
способности ФПС
Для
построения
общего
уравнения
деформирования
ФПС
обратимся к более сложному случаю нахлесточного соединения,
характеризующегося трехстадийной диаграммой деформирования. В
случае стыкового соединения второй участок на диаграмме Т(s) будет
отсутствовать.
Первая стадия работы ФПС не отличается от работы обычных
фрикционных соединений. На второй и третьей стадиях работы
несущая способность соединения поменяется вследствие изменения
474

123.

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
V
износа
пропорциональна силе нормального давления (натяжения болта) N:
V
(3.1)
K N,
где К— коэффициент износа.
В свою очередь силу натяжения болта N можно представить в
виде:
N
N0
здесь
EF
l
a
N1
a
N0 -
N1
(3.2)
N2
начальное -натяжение болта, а - жесткость болта;
, где l - длина болта, ЕF - его погонная жесткость,
f(s)-
k
увеличение
натяжения
болта
вследствие
его
деформации;
( s ) - падение натяжения болта вследствие его пластических
N2
деформаций;
s - величина подвижки в соединении,
- износ в соединении.
Для стыковых соединений обе добавки N1
N2
0.
Если пренебречь изменением скорости подвижки, то скорость V
можно представить в виде:
V
d
dt
d ds
ds dt
V ср ,
(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)
(3.4)
(s) ,
где k K / Vср .
475

124.

Решение уравнения (3.4) можно представить в виде:
s
k N0 a 1
1 e kas
e ka( s z ) k
k
f(z)
( z ) dz ,
0
или
s
k
N0 a 1
e kas k
k
f(z)
ekazdz
(z)
(3.5)
N0 a 1 .
0
3.3. Решение общего уравнения для стыковых ФПС
Для стыковых соединений общий интеграл (3.5) существенно
упрощается, так как в этом случае N1
функции
f(z)
и
( z ),
0 , и обращаются в 0
N2
входящие в (3.5). С учетом сказанного
использование интеграла. (3.5) позволяет получить следующую
формулу для определения величины износа
1 e kas
:
(3.6)
k N0 a 1
Падение натяжения
N при этом составит:
1 e kas
N
а
(3.7)
k N0 ,
несущая
соединений
способность
определяется
по
формуле:
T
T0 f
T0
1
N
T0
1 e kas
1 e kas
f
k
k
N0
a 1
a 1 .
(3.8)
Рис.3.2.Падение несущей способности ФПС в
зависимости от величины подвижки для болта 24
мм при коэффициенте износа k=5 10-8Н-1 для
различной толщины листов пакета l
- l=20 мм;
- l=30 мм; - l=40 мм; - l=50 мм;
- l=60 мм; - l=70 мм; - l=40 мм
Как
видно
из
полученной
формулы относительная несущая
способность соединения КТ =Т/Т0
определяется
всего
двумя
параметрами - коэффициентом износа k и жесткостью болта на
растяжение а. Эти параметры могут быть заданы с достаточной
476

125.

точностью и необходимые для этого данные имеются в справочной
литературе.
На рис. 3.2 приведены зависимости КТ(s) для болта диаметром 24
мм и коэффициента износа k~5×10-8 H-1 при различных значениях
толщины пакета l, определяющей жесткость болта а. При этом для
наглядности несущая способность соединения Т отнесена к своему
начальному значению T0, т.е. графические зависимости представлены
в безразмерной форме. Как видно из рисунка, с ростом толщины
пакета падает влияние износа листов на несущую способность
соединений. В целом падение несущей способности соединений
весьма существенно и при реальных
величинах
подвижки
s
2 3см
составляет для стыковых соединений
80-94%.
характер
Весьма
существенно
падений
на
несущей
способности соединения сказывается
Рис.3.3. Падение несущей способности ФПС в
зависимости от величины подвижки для болта
24 мм при коэффициенте износа k=3 10-8Н-1 для
различной толщины листов пакета l
- l=20 мм; - l=30 мм; - l=40 мм;
- l=50 мм; - l=60 мм; - l=70 мм; - l=80 мм
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.
477

126.

3.4. Решение общего уравнения для нахлесточных ФПС
Для нахлесточных ФПС общее решение (3.5) определяется видом
функций f(s) и
>(s).Функция f(s) зависит от удлинения болта
вследствие искривления его оси. Если принять для искривленной оси
аппроксимацию в виде:
u( x )
s sin
x
,
2l
(3.9)
где x — расстояние от середины болта до рассматриваемой точки
(рис. 3.3), то длина искривленной оси стержня составит:
1
2
L
du
dx
1
1
1
1
2
dx
s
8l 2
1
2
cos 2
1
1
2
1 s
1
2
2 2
2
4l
cos
2l
dx
1
1
2
x
dx 1
2l
2
s2 2
8l
2
cos
x
dx
2l
2
s2 2
.
8l
2
Удлинение болта при этом определится по формуле:
s2 2
.
8l
l L l
Учитывая,
(3.10)
что
приближенность
представления
(3.9)
компенсируется коэффициентом k, который может быть определен из
экспериментальных данных, получим следующее представление для
f(s):
f(s)
s2
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)
478

127.

(s). При этом необходимо
Перейдем теперь к заданию функции
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.:
( s )) 0 .
кf ( s )
lim ( N0
(3.12)
s
Указанным условиям удовлетворяет функция
(s) следующего
вида:
(s)
N пл ) ( 1 e q( s Sпл ) )
N пл ( NТ
1
( s s0 )
(3.13)
( s S пл).
Подстановка выражений (3.11, 3.12) в интеграл (3.5) приводит к
следующим зависимостям износа листов пакета
от перемещения s:
при s<Sпл
N0
( 1 e k1as )
a
s
k 2
s
al
2
s
k1a
2
k1a
2
1 e k1as ,
(3.14)
при Sпл< s<S0
(s)
I
N
( Sпл ) k1( T 1 ek1a( S пл s )
k1a
NT N пл
k1 a
(3.15)
e ( S пл s ) e k1a( S пл s ) ),
при s<S0
(s)
II ( S )
0
Несущая
N ( S0 )
( 1 e k 2 a( s S0 ) ).
a
способность
(3.16)
соединения
определяется
при
этом
выражением:
T
T0
fv a
(3.17)
.
Здесь fv— коэффициент трения, зависящий в общем случае от
скорости
подвижки
v.
Ниже
479
мы
используем
наиболее

128.

распространенную зависимость коэффициента трения от скорости,
записываемую в виде:
f
f0
,
1 kvV
(3.18)
где kv — постоянный коэффициент.
Предложенная
зависимость
содержит
9
неопределенных
параметров:
k1, k2, kv, S0, Sпл, q, f0, N0, и k0. Эти параметры должны
определяться из данных эксперимента.
В отличие от стыковых соединений в формуле (3.17) введено два
коэффициента
износа
-
на
втором
участке
диаграммы
деформирования износ определяется трением между листами пакета
и характеризуется коэффициентом износа k1, на третьем участке
износ определяется трением между шайбой болта и наружным
листом пакета; для его описания введен коэффициент износа k2.
На
рис.
3.4
приведен
пример
теоретической
диаграммы
деформирования при реальных значениях параметров k1 = 0.00001;
k2 =0.000016; kv = 0.15; S0 = 10 мм; Sпл = 4 мм; f0 = 0.3; N0 = 300 кН.
Как видно из рисунка, теоретическая диаграмма деформирования
соответствует описанным выше экспериментальным диаграммам.
480

129.

Рис. 3.4 Теоретическая диаграмма деформирования ФПС
481

130.

26
4. АНАЛИЗ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ
ИССЛЕДОВАНИЙ РАБОТЫ ФПС
Для анализа работы ФПС и сооружений с такими соединениями необходимы
фактические
данные
о
параметрах
исследуемых
соединений.
Экспериментальные
исследования работы ФПС достаточно трудоемки, однако в 1980-85 гг. такие исследования
были начаты в НИИ мостов А.Ю.Симкиным [3,11]. В частности, были получены записи Т(s)
для нескольких одноболтовых и четырехболтовых соединений.
Для анализа поведения ФПС были испытаны соединения с болтами диаметром 22, 24,
27 и 48 мм. Принятые размеры образцов обусловлены тем, что диаметры 22, 24 и 27 мм
являются наиболее распространенными. Однако при этом в соединении необходимо
размещение слишком большого количества болтов, и соединение становится громоздким.
Для уменьшения числа болтов необходимо увеличение их диаметра. Поэтому было
рассмотрено ФПС с болтами наибольшего диаметра 48 мм. Общий вид образцов показан на
рис. 4.1.
Рис. 4.1 Общий вид образцов ПС с болтами
48 мм
Пластины ФПС были выполнены из толстолистовой стали марки 10ХСНД.
Высокопрочные болты были изготовлены тензометрическими из стали 40Х "селект" в
соответствии с требованиями [6]. Контактные поверхности пластин были обработаны
протекторной цинкосодержащей грунтовкой ВЖС-41 после дробеструйной очистки. Болты
были предварительно протарированы с помощью электронного пульта АИ-1 и при сборке
соединений натягивались по этому же пульту в соответствии с тарировочными
зависимостями ручным ключом на заданное усилие натяжения N0.
482
4.

131.

АНАЛИЗ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ
ИССЛЕДОВАНИЙ РАБОТЫ ФПС
Для анализа работы ФПС и сооружений с такими соединениями
необходимы
соединений.
фактические
данные
Экспериментальные
о
параметрах
исследования
исследуемых
работы
ФПС
достаточно трудоемки, однако в 1980-85 гг. такие исследования были
начаты в НИИ мостов А.Ю.Симкиным [3,11]. В частности, были
получены
записи
Т(s)
для
нескольких
одноболтовых
и
четырехболтовых соединений.
Для анализа поведения ФПС были испытаны соединения с
болтами диаметром 22, 24, 27 и 48 мм. Принятые размеры образцов
обусловлены тем, что диаметры 22, 24 и 27 мм являются наиболее
Рис. 4.1 Общий вид образцов ПС с болтами
48 мм
распространенными. Однако при этом в соединении необходимо
размещение слишком большого количества болтов, и соединение
становится громоздким. Для уменьшения числа болтов необходимо
увеличение их диаметра. Поэтому было рассмотрено ФПС с болтами
483

132.

наибольшего диаметра 48 мм. Общий вид образцов показан на рис.
4.1.
Пластины ФПС были выполнены из толстолистовой стали марки
10ХСНД.
Высокопрочные
тензометрическими
требованиями
из
[6].
стали
болты
40Х
Контактные
были
"селект"
в
поверхности
изготовлены
соответствии
пластин
с
были
обработаны протекторной цинкосодержащей грунтовкой ВЖС-41
после
дробеструйной
очистки.
Болты
были
предварительно
протарированы с помощью электронного пульта АИ-1 и при сборке
соединений натягивались по этому же пульту в соответствии с
тарировочными зависимостями ручным ключом на заданное усилие
натяжения N0.
Испытания проводились на пульсаторах в НИИ мостов и на
универсальном динамическом стенде УДС-100 экспериментальной
базы ЛВВИСКУ. В испытаниях на стенде импульсная нагрузка на ФПС
обеспечивалась путем удара движущейся массы М через резиновую
прокладку в рабочую тележку, связанную с ФПС жесткой тягой.
Масса и скорость тележки, а также жесткость прокладки подбирались
таким образом, чтобы при неподвижной рабочей тележке получился
импульс силы с участком, на котором сила сохраняет постоянное
значение, длительностью около 150 мс. Амплитудное значение
импульса силы подбиралось из условия некоторого превышения
несущей способности ФПС. Каждый образец доводился до реализации
полного смещения по овальному отверстию.
Во
время
испытаний
на
стенде
и
пресс-пульсаторах
контролировались следующие параметры:
• величина динамической продольной силы в пакете ФПС;
• взаимное смещение пластин ФПС;
• абсолютные скорости сдвига пластин ФПС;
484

133.

• ускорение движения пластин ФПС и ударные массы (для
испытаний на стенде).
После
каждого
нагружения
проводился
замер
напряжения
высокопрочного болта.
Из полученных в результате замеров данных наибольший интерес
представляют для нас зависимости продольной силы, передаваемой
на соединение (несущей способности ФПС), от величины подвижки S.
Эти зависимости могут быть получены теоретически по формулам,
приведенным выше в разделе 3. На рисунках 4.2 - 4.3 приведено
графическое
Рис. 4.2, 4.3 Экспериментальные диаграммы деформирования
ФПС для болтов 22 мм и 24 мм.
представление полученных диаграмм деформирования ФПС. Из
рисунков видно, что характер зависимостей Т(s) соответствует в
целом принятым гипотезам и результатам теоретических построений
предыдущего раздела. В частности, четко проявляются три участка
деформирования
соединения,
соединения:
после
до
проскальзывания
проскальзывания
листов
элементов
пакета
и
после
проскальзывания шайбы относительно наружного листа пакета.
Вместе
с
тем,
необходимо
отметить
существенный
разброс
полученных диаграмм. Это связано, по-видимому, с тем, что в
проведенных испытаниях принят наиболее простой приемлемый
485

134.

способ обработки листов пакета. Несмотря на наличие существенного
разброса,
полученные
диаграммы
оказались
пригодными
для
дальнейшей обработки.
В результате предварительной обработки экспериментальных
данных построены диаграммы деформирования нахлесточных ФПС. В
соответствии с ранее изложенными теоретическими разработками
эти диаграммы должны описываться уравнениями вида (3.14). В
указанные уравнения входят 9 параметров:
N0— начальное натяжение; f0 — коэффициент трения покоя;
k0
—
коэффициент,
определяющий
влияние
скорости
на
коэффициент трения скольжения;
k1— коэффициент износа по контакту трущихся листов пакета;
k2— коэффициент износа по контакту листа и шайбы;
Sпл
—
предельное
смещение,
при
котором
возникают
пластические деформации в теле болта;
S0— предельное смещение, при котором возникает срыв шайбы
болта относительно листа пакета;
к — коэффициент, характеризующий увеличение натяжения
болта вследствие геометрической нелинейности его работы;
q — коэффициент, характеризующий уменьшение натяжения
болта вследствие его пластической работы.
Обработка
экспериментальных
данных
заключалась
в
определении этих 9 параметров. При этом параметры варьировались
на сетке их возможных значений. Для каждой девятки значений
параметров по методу наименьших квадратов вычислялась величина
невязки
между
деформирования,
расчетной
причем
и
экспериментальной
невязка
суммировалась
цифровки экспериментальной диаграммы.
486
диаграммами
по
точкам

135.

Для поиска искомых значений параметров для болтов диаметром
24 мм последние варьировались в следующих пределах:
k1, k2— от 0.000001 до 0.00001 с шагом 0.000001 Н; kv— от 0 до 1 с
шагом 0.1 с/мм;
S0 — от величины Sпл до 25 с шагом 1 мм; Sпл — от 1 до 10 с шагом
1 мм;
q— от 0.1 до 1 с шагом 0.1 мм~1; f0— от 0.1 до 0.5 с шагом 0.05;
N0— от 30 до 60 с шагом 5 кН; к — от 0.1 до 1 с шагом 0.1;
Н
а рис.
4.4 и
4.5
приве
дены
харак
терн
Рис. 4.5
Рис.4.4
ые
диаграммы деформирования ФПС, полученные экспериментально и
соответствующие
им
теоретические
диаграммы.
Сопоставление
расчетных и натурных данных указывают на то, что подбором
параметров ФПС удается добиться хорошего совпадения натурных и
расчетных диаграмм деформирования ФПС. Расхождение диаграмм
на конечном их участке обусловлено резким падением скорости
подвижки
перед
остановкой,
не
учитываемым
в
рамках
предложенной теории расчета ФПС. Для болтов диаметром 24 мм
было обработано 8 экспериментальных диаграмм деформирования.
Результаты определения параметров соединения для каждой из
подвижек приведены в таблице 4.1.
Таблица 4.1
487

136.

Результаты определения параметров ФПС
параметры k1106, k2
k,
S0, SПЛ
q,
f0 N0, к
1
6
-1
N подвижки кН10 , с/мм мм мм мм
кН
1
кН1
11
32
0.25 11
9 0.0000 0.34 105 260
2
8
15
0,24 8
7 0.0004
0.36 152 90
1
3
12
27
0.44 13.5 11.2 0.0001
0.39 125 230
4
4
7
14
0.42 14.6 12 0.0001
0.29 193 130
2
5
14
35
0.1
8 4.2 0.0006
0.3 370 310
1
6
6
11
0.2 12
9 0.0000 0.3 120 100
7
8
20
0.2 19 16 0.0000
0.3 106 130
2
8
8
15
0.3
9 2.5 0.0002
0.35 154 75
1
8
Приведенные в таблице 4.1 результаты вычислений параметров
соединения
были
статистически
обработаны
и
получены
математические ожидания и среднеквадратичные отклонения для
каждого из параметров. Их значения приведены в таблице 4.2. Как
видно
из
приведенной
таблицы,
значения
параметров
характеризуются значительным разбросом. Этот факт затрудняет
применение
одноболтовых
ФПС
с
поверхности (обжиг листов пакета).
одноболтовых
к
многоболтовым
рассмотренной
обработкой
Вместе с тем, переход от
соединениям
должен
снижать
разброс в параметрах диаграммы деформирования.
Таблица. 4.2.
Результаты статистической обработки значений параметров ФПС
Значения параметров
Параметры
математическо среднеквадратичн
соединени
е
ое
6я
1
ожидание
отклонение
k1 10 , КН9.25
2.76
6
1
k2 10 , кН21.13
9.06
kv с/мм
0.269
0.115
S0, мм
11.89
3.78
Sпл , мм
8.86
4.32
-1
q, мм
0.00019
0.00022
f0
0.329
0.036
Nо,кН
165.6
87.7
488

137.

165.6
88.38
5. ОЦЕНКА ПАРАМЕТРОВ ДИАГРАММЫ
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 , 1 , 2 ,... k ) p1( 1 ) p2 ( 2 )...pk ( k )d 1d 2 ...d k
T( s )
(T
DT
(5.1)
T )2 p1 p2 ...pk d 1d 2 ...d k
(5.2)
... T 2 p1 p2 ...pk d 1d 2 ...d k
T
T
2
(5.3)
DT
В приведенных формулах:
T ( s , 1 , 2 ,... k ) - найденная выше зависимость несущей способности
T от подвижки s и параметров соединения
489
i;
в нашем случае в

138.

качестве параметров
выступают коэффициент износа k, смещение
при срыве соединения S0 и др.
pi(ai) — функция плотности распределения i-го параметра; по
имеющимся данным нам известны лишь среднее значение
и их
i
стандарт (дисперсия).
Для дальнейших исследований приняты два возможных закона
распределения
возможном
параметров
диапазоне
ФПС:
равномерное
в
параметров
min
изменения
некотором
i
и
max
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
2 i 3
3
3
(5.4)
и pi = 0 в остальных случаях;
б) для нормального распределения
pi
1
i 2
e
i ai
2 i2
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
490

139.

характеризуется всего двумя параметрами - начальной несущей
способностью Т0 и коэффициентом износа k. При этом несущая
способность одноболтового соединения описывается уравнением:
T=Toe-kas .
(5.6)
В случае равномерного распределения математическое ожидание
несущей способности соединения из п болтов составит:
T0
T
3
T
n
k
T
3
T
3
e kas
T
T0
3
T
k
dk
dT
2 k 3
2 T 3
(5.7)
sh( sa k 3 )
nT0 e kas
.
sa k
При
нормальном
законе
распределения
математическое
ожидание несущей способности соединения из п болтов определится
следующим образом:
( k k )2
( T T )2
T
1
T e kas
n
e
T 2
2 T2
1
k 2
e
2 k2
( k k )2
( T T )2
1
n
T
Если
2 T2
Te
2
1
dT
k
учесть,
математическим
dkdT
что
e kase
2
для
ожиданием
любой
2 k2
dk .
случайной
функцией
x
величины
распределения
x
с
р(х}
выполняется соотношение:
x
x p( x ) dx ,
то первая скобка. в описанном выражении для вычисления
несущей
способности
соединения
Т
равна
математическому
ожиданию начальной несущей способности Т0. При этом:
T
kas
1
nT0
k
2
e
( k k )2
2 k2
dk .
491

140.

Выделяя в показателе степени полученного выражения полный
квадрат, получим:
T
1
nT0
e
2
k
as k2
as k
1
nT0
k
2
e
2
2
k k as k2
2 k2
e
as k
as k2
2
dk
k k as k2
2 k2
2
dk .
Подынтегральный член в полученном выражении с учетом
1
множителя
представляет не что иное, как функцию плотности
2
k
нормального распределения с математическим ожиданием k as
среднеквадратичным отклонением
k
2
k
и
. По этой причине интеграл в
полученном выражении тождественно равен 1
и выражение для
несущей способности соединения принимает окончательный вид:
a 2 s 2 k2
ask
T
2
nT0 e
.
(5.8)
Соответствующие принятым законам распределения дисперсии
составляют:
для равномерного закона распределения
D
2
nT0 e 2 ask
1
shx
;x
x
где F ( x )
2
T
2
T0
F( 2 x )
(5.9)
F ( x )2 ,
sa k 3
для нормального закона распределения
D n T0
где A1
2
2
T
1
( A1 ) e A1
T0
2
1 A
e 1
2
2as( k2 as k ).
492
2
( A)
,
(5.10)

141.

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
k
износа
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
1
kas
T
nT0
e
sh( x )
x .
(5.11)
коэффициент перехода от одноболтового к многоболтовому
соединению
T
1
nT0 e kas
Наконец
отклонения
1
sh( x )
.
x
для
с
(5.12)
относительной
величины
среднеквадратичного
с использованием формулы (5.9) нетрудно получить
1
kas n
nT0 e
1
2
T
2
T0
sh 2 x
2x
shx
x
2
(5.13)
.
Аналогичные зависимости получаются и для случая нормального
распределения:
2
1 A
e 1
2
2
1
e
2
2
1
n
( A) ,
2 2
k s kas
2
1
1
2
T
2
T0
1
(5.14)
( A) ,
( A1 ) e
(5.15)
A1
1 A
e 1
2
2
( A)
где
493
,
(5.16)

142.

2 2
ks
A
2
2 s ka ,
2 As( k2 sa
A1
k ),
( A)
2
A
2
e z 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
(5.17)
T1
lim x
Согласно (5.12)
. В частности,
1
математического ожидания коэффициента износа
k
k
1
при неограниченном увеличении
k или смещения s. Более того, при выполнении условия
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
s
2
1
lim e( kas
2s
A)
1
( A) .
Для анализа этого предела учтем известное в теории вероятности соотношение:
lim 1
x
x
1
lim
e
x
2
x2
2
1
.
x
494

143.

1=
а)
2=Т/nT0
S, мм
Подвижка S, мм
Рис.5.1. Графики зависимости расчетного снижения несущей способности ФПС от величины подвижки в
соединении при различной толщине пакета листов l
а) при использовании равномерного закона распределения параметров ФПС
б) при использовании нормального закона распределения параметров ФПС
495

144.

● - l=20мм; ▼- l=30мм; □ - l=40мм; - l=50мм; - l=60мм; ○ - l=70мм;
496
- l=80мм;

145.

1
а)
S, мм
Коэффициент перехода
2
б)
Подвижка S, мм
Рис.5.2. Графики зависимости коэффициента перехода от одноболтового к многоболтовому ФПС от
величины подвижки в соединении при различной толщине пакета листов l
а) при использовании равномерного закона распределения параметров ФПС
497

146.

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:
lim
s
2
1
lim e kas
s
2
A
1
e
2
A2
2
1
A
0.
(5.19)
Предел (5.19) указывает на возможность применения нормального закона распределения при любых
соотношениях
k и k.
Результаты обработки экспериментальных исследований, выполненные ранее, показывают, что разброс
значений несущей способности ФПС для случая обработки поверхностей соединяемых листов путем
нанесения грунтовки ВЖС достаточно велик и достигает 50%. Однако даже в этом случае применение ФПС
вполне приемлемо, если перейти от одноболтовых к многоболтовым соединениям. Как следует из
полученных
формул
(5.13,
5.16),
для
среднеквадратичного
отклонения
1
последнее
убывает
пропорционально корню из числа болтов. На рисунке 5.3 приведена зависимость относительной величины
среднеквадратичного отклонения
1
от безразмерного параметра х для безразмерной подвижки 2-х, 4-х, 9-ти
и 16-ти болтового соединений. Значения
T
и
T0 приняты в соответствии с данными выполненных
экспериментальных исследований. Как видно из графика, уже для 9-ти болтового соединения разброс
значений несущей способности Т не превосходит 25%, что следует считать вполне приемлемым.
498

147.

Рис.5.3. Зависимость относительного разброса несущей
способности ФПС от величины подвижки при различном
числе болтов n
5.3. Построение уравнений деформирования
нахлесточных многоболтовых соединений
Распространение использованного выше подхода на расчет нахлесточных соединений достаточно
громоздко из-за большого количества случайных параметров, определяющих работу соединения. Однако с
практической точки зрения представляется важным учесть лишь максимальную силу трения Тmax, смещение
при срыве 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
S , S0
:
1 при 0
S
0 при S
S0
S0
(5.20)
При этом диаграмма нагружения ФПС описывается уравнением:
T ( S ) T1( S , S0 ,T0 ,Tmax ) ( S , S0 ) T2 ( S ,Tmax ,k ,S0 ) 1
где T1( S ) T0
( Tmax
T0 )
S
,
S0
( S , S0 ) ,
T2 ( S ) Tmax e ka( S S0 ) .
499
(5.21)

148.

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
I2
(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:
I1
T0
( Tm ax T0 )
S0 T0 Tmax
dS 0 dT0 dTm ax
I 1,1
I 1,2
s
S0
s , S 0 p( S 0 ) p( T0 ) p( Tm ax )
I 1,3
(5.23)
где
I1,1
T0 p( T0 ) ( s , S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax )dTmax dS0 dT0
S0 T0 Tmax
T0 p( T0 )dT0
T0
s , S0 p( S0 )dS0
S0
Tmax p( Tmax )dTmax
Tmax
Если учесть, что для любой случайной величины x выполняются соотношения:
xp( x )dx
p( x )dx
x,
и
1
то получим
I 1,1 T
( s ,S0 )p( S0 ) dS0 .
S0
Аналогично
I1,2
Tmax
S0 T0 Tmax
T max
S0
s
( s , S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax ) dS0 dT0 dTmax
S0
( s , S0 )
p( S0 ) dS0 .
S0
500

149.

I1,3
T0
S0 T0 Tmax
s
( s , S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax ) dS0 dT0 dTmax
S0
( s , S0 )
p( S0 ) dS0 .
S0
T0
S0
Если ввести функции
1( s )
( s , S0 ) p( S0 ) dS0
(5.24)
и
( s , S0 )
p( S0 ) dS0 ,
S0
1( s )
(5.25)
то интеграл I1 можно представить в виде:
I1 T 1( s ) ( T max
(5.26)
T 0 )s 2 ( s ).
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
функция
1
1 erf ( s ) , а
записывается в виде:
( S0 S 0 ) 2
e
2
s
2 s2
S0
(5.29)
dS0 .
Для равномерного распределения функции
представлены аналитически:
501
1
и
2
могут быть

150.

1 при s
1
S0
S0
s при S 0
s 3
0 при s
1
2 s 3
1
2
ln
ln
s 3
S0
s 3
S0
s 3
s 3
S0
Аналитическое
при s
S0
при S 0
s
2 s 3
0 при s
S0
(5.30)
s 3
s 3.
S0
S0
s 3 s
s 3
s 3 s
S0
(5.31)
s 3
s 3
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:
T0
I1
( T max
1
2 s 3
T0 )
T 0 S0
S
2 s 3
s
3
при
0 при
S
0 при S
I2
Tm
2 s 3
S0
S0
s
ln
S0
s
3
S0
s
3
S ln
S0
S0
s
при
3
3
S
S0
( T max
s
s
S
S0
s
T 0 )S ln
3
S0
s
s
причем F ( x ) Ei ax( k
(5.32)
3
s
3
s 3
F( S ) F( s 3 )
3
при S
k
3)
S0
(5.33)
s 3,
Ei ax( k
k
3 ) . В формулах (5.32, 5.33)
Ei - интегральная показательная функция.
Полученные
экспериментальных
формулы
подтверждены
исследований
многоболтовых
результатами
соединений
и
рекомендуются к использованию при проектировании сейсмостойких
конструкций с ФПС.
502

151.

42
6. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ТЕХНОЛОГИИ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ ФПС И СООРУЖЕНИЙ С
ТАКИМИ СОЕДИНЕНИЯМИ
Технология изготовления ФПС включает выбор материала элементов соединения,
подготовку контактных поверхностей, транспортировку и хранение деталей, сборку
соединений. Эти вопросы освещены ниже.
6.1. Материалы болтов, гаек, шайб и покрытий
контактных поверхностей стальных деталей ФПС
и опорных поверхностей шайб
Для ФПС следует применять высокопрочные болты по ГОСТ 553-77, гайки по ГОСТ
22354-74, шайбы по ГОСТ 22355-75 с обработкой опорной поверхности по указаниям
раздела 6.4 настоящего пособия. Основные размеры в мм болтов, гаек и шайб и расчетные
площади поперечных сечений в мм2 приведены в табл.6.1.
Таблица 6.1.
Номиналь
Расчетная
Высота
Высота
ный
площадь
головки
гайки
12
15
диаметр по сечения
телу по резьбе
по
болта
16
201
157
Размер
Диаметр
Размеры шайб
Толщина
Диаметр
под ключ опис.окр.
внутр.
нар.
гайки
27
29,9
4
18
37
18
255
192
13
16
30
33,3
4
20
39
20
314
245
14
18
32
35,0
4
22
44
22
380
303
15
19
36
39,6
6
24
50
24
453
352
17
22
41
45,2
6
26
56
27
573
459
19
24
46
50,9
6
30
66
30
707
560
19
24
46
50,9
6
30
66
36
1018
816
23
29
55
60,8
6
39
78
42
1386
1120
26
34
65
72,1
8
45
90
48
1810
1472
30
38
75
83,4
8
52
100
Полная длина болтов в случае использования шайб по ГОС 22355-75 назначается в
соответствии с данными табл.6.2.
6.
503

152.

РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ФПС И
СООРУЖЕНИЙ С ТАКИМИ СОЕДИНЕНИЯМИ
Технология
элементов
изготовления
соединения,
транспортировку
и
ФПС
включает
подготовку
хранение
выбор
контактных
деталей,
сборку
материала
поверхностей,
соединений.
Эти
вопросы освещены ниже.
6.1.
Материалы болтов, гаек, шайб и покрытий
контактных поверхностей стальных деталей ФПС и
опорных поверхностей шайб
Для ФПС следует применять высокопрочные болты по ГОСТ 55377, гайки по ГОСТ 22354-74, шайбы по ГОСТ 22355-75 с обработкой
опорной поверхности по указаниям раздела 6.4 настоящего пособия.
Основные размеры в мм болтов, гаек и шайб и расчетные площади
поперечных сечений в мм2 приведены в табл.6.1.
Таблица 6.1.
Номина Расчетная
льный
диаметр
болта
Высота Высот Разме Диамет
площадь головк
сечения
и
а
р под
р
Размеры шайб
Диаметр
внут нар.
на
Толщи
гайки ключ опис.ок
по
р.
р. гайки
по телу по
16
201 резьбе
157
12
15
27
29,9
4
18
37
18
255 192
13
16
30
33,3
4
20
39
20
314 245
14
18
32
35,0
4
22
44
22
380 303
15
19
36
39,6
6
24
50
24
453 352
17
22
41
45,2
6
26
56
27
573 459
19
24
46
50,9
6
30
66
504

153.

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 2235575 назначается в соответствии с данными табл.6.2.
Таблица 6.2.
Номинальна Длина резьбы 10 при номинальном диаметре
16 18 20 22 24 27 30 36 42 48
я
длина резьбы d
40
*
45
38 *
стержня
50
38 42 *
55
38 42 46 *
60
38 42 46 50 *
65
38 42 46 50 54
70
38 42 46 50 54 60
75
38 42 46 50 54 60 66
80
38 42 46 50 54 60 66
85
38 42 46 50 54 60 66
90
38 42 46 50 54 60 66 78
95
38 42 46 50 54 60 66 78
100
38 42 46 50 54 60 66 78
105
38 42 46 50 54 60 66 78 90
110
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
115
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
120
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
125
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
130
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
140
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
150
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
160,
170,
190,
200, 44 48 52 56 60 66 72 84 96 108
180
240,260,280,
220
Примечание:
знаком * отмечены болты с резьбой по всей длине стержня.
300
Для консервации контактных поверхностей стальных деталей
следует применять фрикционный грунт ВЖС 83-02-87 по ТУ. Для
нанесения на опорные поверхности шайб методом плазменного
напыления антифрикционного покрытия следует применять в
505

154.

качестве материала подложки интерметаллид ПН851015 по ТУ14-1-3282-81, для несущей структуры - оловянистую бронзу
БРОФ10-8 по ГОСТ, для рабочего тела - припой ПОС-60 по ГОСТ.
Примечание: Приведенные данные действительны при сроке
хранения несобранных конструкций до 1 года.
6.2. Конструктивные требования к соединениям
В
конструкциях
соединений
должна
быть
обеспечена
возможность свободной постановки болтов, закручивания гаек и
плотного
стягивания
постановки
с
пакета
болтами
применением
во
всех
местах
динамометрических
ключей
их
и
гайковертов.
Номинальные
диаметры
круглых
и
ширина
овальных
отверстий в элементах для пропуска высокопрочных болтов
принимаются по табл.6.3.
Таблица 6.3.
Группа
Номинальный диаметр болта в мм.
16 18 20 22 24 27 30 36 42 48
соединений
Определяющи 17 19 21 23 25 28 32 37 44 50
х геометрию
Не
20
23
25
28
30
33
36
40
45
52
определяющи
Длины овальных
х геометрию
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.
506

155.

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
фрикционно-
неподвижной стадии работы ФПС.
Минимально
допустимое
расстояние
от
края
овального
отверстия до края детали должно составлять:
- вдоль направления смещения >= 50 мм.
- поперек направления смещения >= 100 мм.
В соединениях прокатных профилей с непараллельными
поверхностями
полок
или
при
наличии
непараллельности
наружных плоскостей ФПС должны применяться клиновидные
шайбы, предотвращающие перекос гаек и деформацию резьбы.
Конструкции
ФПС
и
конструкции,
обеспечивающие
соединение ФПС с основными элементами сооружения, должны
507

156.

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
соответствовать
первой
поверхности
степени
удаления
должны
окислов
и
обезжиривания по ГОСТ 9022-74.
Оценка
шероховатости
контактных
поверхностей
производится визуально сравнением с эталоном или другими
апробированными способами оценки шероховатости.
Контроль степени очистки может осуществляться внешним
осмотром поверхности при помощи лупы с увеличением не менее
6-ти кратного. Окалина, ржавчина и другие загрязнения на
очищенной поверхности при этом не должны быть обнаружены.
508

157.

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
фильтровальной
внешний
бумаги.
Оценку
вид
степени
обоих
кусков
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.
509

158.

Каждая
партия
документации
поступившие
материалов
на
должна
соответствие
без
ТУ.
быть
проверена
Применять
документации
по
материалы,
завода-изготовителя,
запрещается.
Перед смешиванием составляющих протекторную грунтовку
ингредиентов
следует
довести
жидкое
калиевое
стекло
до
необходимой плотности 1,25 добавлением воды.
Для приготовления грунтовки ВЖС 83-02-87 пигментная
часть и связующее тщательно перемешиваются и доводятся до
рабочей вязкости 17-19 сек. при 18-20°С добавлением воды.
Рабочая вязкость грунтовки определяется вискозиметром ВЗ4 (ГОСТ 9070-59) по методике ГОСТ 17537-72.
Перед
и
во
время
нанесения
следует
перемешивать
приготовленную грунтовку до полного поднятия осадка.
Грунтовка
ВЖС
83-02-87
сохраняет
малярные
свойства
(жизнеспособность) в течение 48 часов.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 наносится под навесом или в
помещении. При отсутствии атмосферных осадков нанесение
грунтовки можно производить на открытых площадках.
Температура воздуха при произведении работ по нанесению
грунтовки ВЖС 83-02-87 должна быть не ниже +5°С.
Грунтовка
ВЖС
83-02-87
может
наноситься
методами
пневматического распыления, окраски кистью, окраски терками.
Предпочтение следует отдавать пневматическому распылению.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 наносится за два раза по взаимно
перпендикулярным
направлениям
с
промежуточной
сушкой
между слоями не менее 2 часов при температуре +18-20°С.
Наносить грунтовку следует равномерным сплошным слоем,
добиваясь окончательной толщины нанесенного покрытия 90510

159.

110 мкм. Время нанесения покрытия при естественной сушке при
температуре воздуха 18-20
С составляет 24 часа с момента
нанесения последнего слоя.
Сушка загрунтованных элементов и деталей во избежание
попадания
атмосферных
осадков
и
других
загрязнений
на
невысохшую поверхность должна проводится под навесом.
Потеки, пузыри, морщины, сорность, не прокрашенные места
и другие дефекты не допускаются. Высохшая грунтовка должна
иметь серый матовый цвет, хорошее сцепление (адгезию) с
металлом и не должна давать отлипа.
Контроль
толщины
покрытия
осуществляется
магнитным
толщиномером ИТП-1.
Адгезия определяется методом решетки в соответствии с
ГОСТ
15140-69
на
контрольных
образцах,
окрашенных
по
принятой технологии одновременно с элементами и деталями
конструкций.
Результаты
проверки
качества
защитного
покрытия
заносятся в Журнал контроля качества подготовки контактных
поверхностей ФПС.
6.4.1 Основные требования по технике безопасности
при работе
с грунтовкой ВЖС 83-02-87
Для обеспечения условий труда необходимо соблюдать:
"Санитарные
применением
правила
ручных
при
окрасочных
распылителей"
здравоохранения СССР, № 991-72)
511
работах
с
(Министерство

160.

"Инструкцию по санитарному содержанию помещений и
оборудования производственных предприятий" (Министерство
здравоохранения СССР, 1967 г.).
При
пневматическом
увеличения
методе
распыления,
туманообразования
и
расхода
во
избежание
лакокрасочного
материала, должен строго соблюдаться режим окраски. Окраску
следует производить в респираторе и защитных очках. Во время
окрашивания
в
располагаться
таким
материала
имела
закрытых
помещениях
образом,
чтобы
направление
струя
маляр
должен
лакокрасочного
преимущественно
в
сторону
воздухозаборного отверстия вытяжного зонта. При работе на
открытых площадках маляр должен расположить окрашиваемые
изделия так, чтобы ветер не относил распыляемый материал в
его сторону и в сторону работающих вблизи людей.
Воздушная магистраль и окрасочная аппаратура должны
быть оборудованы редукторами давления и манометрами. Перед
началом
работы
маляр
должен
проверить
герметичность
шлангов, исправность окрасочной аппаратуры и инструмента, а
также
надежность
присоединения
краскораспределителю
и
воздушных
шлангов
воздушной
к
сети.
Краскораспределители, кисти и терки в конце рабочей смены
необходимо
тщательно
очищать
и
промывать
от
остатков
грунтовки.
На каждом бидоне, банке и другой таре с пигментной частью
и связующим должна быть наклейка или бирка с точным
названием и обозначением этих материалов. Тара должна быть
исправной с плотно закрывающейся крышкой.
512

161.

При приготовлении и нанесении грунтовки ВЖС 83-02-87
нужно соблюдать осторожность и не допускать ее попадания на
слизистые оболочки глаз и дыхательных путей.
Рабочие
и
ИТР,
работающие
на
участке
консервации,
допускаются к работе только после ознакомления с настоящими
рекомендациями, проведения инструктажа и проверки знаний по
технике
безопасности.
На
участке
консервации
и
в
краскозаготовительном помещении не разрешается работать без
спецодежды.
Категорически запрещается прием пищи во время работы.
При попадании составных частей грунтовки или самой грунтовки
на слизистые оболочки глаз или дыхательных путей необходимо
обильно промыть загрязненные места.
513

162.

6.4.2 Транспортировка и хранение элементов и
деталей, законсервированных грунтовкой
ВЖС 83-02-87
Укладывать,
законсервированные
исключить
хранить
и
элементы
возможность
и
транспортировать
детали
нужно
механического
так, чтобы
повреждения
и
загрязнения законсервированных поверхностей.
Собирать можно только те элементы и детали, у которых
защитное
покрытие
высохло.
контактных
Высохшее
защитное
поверхностей
полностью
покрытие
контактных
поверхностей не должно иметь загрязнений, масляных пятен и
механических повреждений.
При наличии загрязнений и масляных пятен контактные
поверхности
должны
быть
обезжирены.
Обезжиривание
контактных поверхностей, законсервированных ВЖС 83-02-87,
можно
производить
водным
раствором
жидкого
калиевого
стекла с последующей промывкой водой и просушиванием.
Места механических повреждений после обезжиривания должны
быть подконсервированы.
6.5. Подготовка и нанесение антифрикционного
покрытия на опорные поверхности шайб
Производится очистка только одной опорной поверхности
шайб в дробеструйной камере каленой дробью крупностью не
более 0,1 мм. На отдробеструенную поверхность шайб методом
плазменного напыления наносится подложка из интерметаллида
ПН851015 толщиной . …..м. На подложку из интерметаллида
ПН851015 методом плазменного напыления наносится несущий
514

163.

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
фрикционным
проводится
покрытием
с
использованием
одной
из
шайб
поверхностей,
с
при
постановке болтов следует располагать шайбы обработанными
поверхностями внутрь ФПС.
Запрещается
деталей
ФПС.
очищать
внешние
Рекомендуется
поверхности
использование
внешних
неочищенных
внешних поверхностей внешних деталей ФПС.
Каждый болт должен иметь две шайбы (одну под головкой,
другую под гайкой). Болты и гайки должны быть очищены от
консервирующей смазки, грязи и ржавчины, например, промыты
керосином и высушены.
Резьба болтов должна быть прогнана путем провертывания
гайки от руки на всю длину резьбы. Перед навинчиванием гайки
ее резьба должна быть покрыта легким слоем консистентной
смазки.
Рекомендуется следующий порядок сборки:
совмещают отверстия в деталях и фиксируют их взаимное
положение;
устанавливают
гайковертами
на
болты
90%
от
и
осуществляют
проектного
их
усилия.
натяжение
При
сборке
многоболтового ФПС установку болтов рекомендуется начать с
болта находящегося в центре тяжести поля установки болтов, и
продолжать установку от центра к границам поля установки
болтов;
515

164.

после
проверки
плотности
стягивания
ФПС
производят
герметизацию ФПС;
болты затягиваются до нормативных усилий натяжения
динамометрическим ключом.
516

165.

Национальная металлургическая Академия Украины Рабер Л М
Червинский А Е Пути совершенствования выполнения и диагностики
фрикционных соединений на высокопрочных ботах
517

166.

518

167.

519

168.

520

169.

521

170.

СПОСОБ ДЛЯ ОБЕСПЕЧЕНИЯ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ С
ВЫСОКОПРОЧНЫМИ БОЛТАМИ 2413098
РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ
(19)
RU
(11)
2 413 098
(13)
C1
(51) МПК
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ СОБСТВЕННОСТИ,
ПАТЕНТАМ И ТОВАРНЫМ ЗНАКАМ
F16B 31/02 (2006.01)
G01N 3/00 (2006.01)
(12) ОПИСАНИЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ К ПАТЕНТУ
Статус: прекратил действие, но может быть восстановлен (последнее изменение статуса: 07.08.2017)
Пошлина:учтена за 7 год с 20.11.2015 по 19.11.2016
(21)(22) Заявка: 2009142477/11, 19.11.2009
(24) Дата начала отсчета срока действия патента:
19.11.2009
Приоритет(ы):
(22) Дата подачи заявки: 19.11.2009
(45) Опубликовано: 27.02.2011 Бюл. № 6
(56) Список документов, цитированных в отчете о
поиске: SU 1753341 A1, 07.08.1992. SU 1735631 A1,
23.05.1992. JP 2008151330 A, 03.07.2008. WO
2006028177 A1, 16.03.2006.
(72) Автор(ы):
Кунин Симон Соломонович (RU),
Хусид Раиса Григорьевна (RU)
(73) Патентообладатель(и):
ОБЩЕСТВО С ОГРАНИЧЕННОЙ
ОТВЕТСТВЕННОСТЬЮ ПРОИЗВОДСТВЕННОИНЖИНИРИНГОВАЯ ФИРМА "ПАРТНЁР" (RU)
Адрес для переписки:
197374, Санкт-Петербург, ул. Беговая, 5, корп.2,
кв.229, М.И. Лифсону
(54) СПОСОБ ДЛЯ ОБЕСПЕЧЕНИЯ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ С
ВЫСОКОПРОЧНЫМИ БОЛТАМИ
522

171.

(57) Реферат:
Изобретение относится к методам диагностики фрикционных соединений металлоконструкций с
высокопрочными болтами. Способ обеспечения несущей способности фрикционного соединения
металлоконструкций с высокопрочными болтами включает приготовление образца-свидетеля, содержащего
элемент металлоконструкции и тестовую накладку, контактирующие поверхности которых, предварительно
обработанные по проектной технологии, соединяют высокопрочным болтом и гайкой при проектном
значении усилия натяжения болта, устанавливают на элемент металлоконструкции устройство 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. В качестве показателя сравнения
используют проектное значение усилия натяжения высокопрочного болта. 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. В
результате повышается надежность соединения. 1 з.п. ф-лы, 1 ил
.
Изобретение относится к методам диагностики фрикционных соединений металлоконструкций с
высокопрочными болтами, но может быть использовано для определения фактического напряженнодеформированного состояния болтовых соединений в различных конструкциях, в частности стальных
мостовых конструкциях, как находящихся в эксплуатации, так и при подготовке отдельных узлов к монтажу.
Мостовые пролетные металлоконструкции соединяются с помощью сварки (неразъемные), а также с
помощью болтовых фрикционных соединений, в которых передача усилия обжатия соединяемых элементов
высокопрочными метизами осуществляется только силами трения по контактным плоскостям усилием
обжатия болтов до 22 т и выше.
Расчетное предельное состояние фрикционного соединения характеризуется наступлением общего сдвига по
среднему ряду болтов. Сдвигающее усилие, отнесенное к одному высокопрочному болту и одной плоскости
трения, определяют по формуле:
523

172.

где k - обобщенный коэффициент однородности, включающий также коэффициент
работы мостов m1=0,9; m2 - коэффициент условий работы соединения; Рн - нормативное усилие натяжения
болта; fн - нормативный коэффициент трения.
В настоящее время основным нормативными показателями несущей способности фрикционных соединений с
высокопрочными болтами, которые отражаются в проектной документации, являются усилие натяжения
болта и нормативный коэффициент трения, с учетом условий работы фрикционного соединения. Нормативное
усилие натяжения болтов назначается с учетом механических характеристик материала и его определяют по
формуле:
, где Р - усилие натяжения болта (кН); М - крутящий момент, приложенный к
гайке для натяжения болта на заданное нормативное усилие, (Нм); d - диаметр болта (мм); k - коэффициент,
который должен быть в пределах 0,17-0,22 при коэффициенте трения (f≥0,55).
Как на стадии сборки соединений, так и в случае проведения ремонтных работ с разборкой ранее
выполненных соединений важными являются вопросы оценки коэффициентов трения по соприкасающимся
поверхностям соединяемых элементов. Этот вопрос приобретает особую актуальность в случае сочетания
металлических поверхностей, находящихся в эксплуатации с новыми элементами, а также для оценки
возможности повторного использования высокопрочных болтов. В качестве нормативного коэффициента
трения принимается среднестатистическое значение, определенное по возможно большему объему
экспериментального материала раздельно для различных методов подготовки контактных поверхностей.
Практикой выполнения монтажных работ установлено, что наиболее эффективно сдвигоустойчивость
контактных соединений выполняется при коэффициенте трения поверхностей f≥0,55. Это значение можно
принять в качестве основного критерия сдвигоустойчивости, и оно соответствует исходному значению Ктр.
для монтируемых стальных контактных поверхностей, обработанных непосредственно перед сборкой
абразивно-струйным методом с чистотой очистки до степени Sa 2,5 и шероховатостью Rz≥40 мкм.
Сдвигающие усилия определяют обычно по показаниям испытательного пресса, а обжимающие - по
суммарному усилию натяжения болтов. Отклонение усилия натяжения и возможные их изменения при
эксплуатации могут приводить к тем или иным неточностям в определении коэффициентов трения.
Частично, указанная проблема сохранения требуемой шероховатости контактных поверхностей и обеспечения
требуемой величины f≥0,55 решена применением разработанного НПЦ Мостов съемного покрытия «Контакт»
(патент РФ №2344149 на изобретение «Антикоррозионное покрытие и способ его нанесения», которое
обеспечивает временную защиту от коррозии отдробеструенных в условиях завода колотой стальной дробью
контактных поверхностей мостовых пролетных конструкций на период их транспортировки и хранения в
течение 1-1,5 лет (до начала монтажных работ на строительном объекте). Непосредственно перед монтажом
покрытие «Контакт» подрезается ножом и ручным способом легко снимается «чулком» с контактных
поверхностей, после чего сборка конструкций может производиться без проведения дополнительной
абразивно-струйной очистки.
Однако в связи с тем, что в обычной практике проведение монтажно-транспортных операций с пролетными
строениями осуществляется с помощью захватов, фиксируемых в отверстиях контактных поверхностей,
временное защитное покрытие «Контакт» в районе установки захватов повреждается. На строительном
объекте приходится производить повторную абразивно-струйную обработку присоединительных
поверхностей, т.к. они после длительной эксплуатации на открытом воздухе обильно покрыты продуктами
ржавления. Выполнение дополнительной очистки значительно увеличивает трудоемкость монтажных работ.
Кроме того, в условиях открытой атмосферы и удаленности строительных площадок мостов от
промышленных центров требуемые показатели очистки металла труднодостижимы, что, в конечном счете,
вызывает снижение фрикционных показателей, соответственно снижение усилий обжатия высокопрочных
метизов, а следовательно, приводят к снижению качества монтажных работ.
524

173.

Эксплуатация мостовых конструкций, срок службы которых составляет 80-100 лет, подразумевает постоянное
воздействие на контактные соединения климатических факторов, соответствующих в пределах Российской
Федерации умеренно-холодному климату (У1), а также циклических сдвиговых нагрузок от транспорта,
движущегося по мостам, поэтому со временем требуется замена узлов металлоконструкции. Более того, в
настоящее время обработка металлических поверхностей металлоконструкций осуществляется в заводских
условиях, и при поставке их указываются сведения об условиях обработки поверхности, усилие натяжения
высокопрочных болтов и т.п.
Однако момент поставки и монтаж металлоконструкции может разделять большой временной период,
поэтому возникает необходимость проверки фактической надежности работы фрикционного соединения с
высокопрочными болтами перед монтажом, для обеспечения надежности при их эксплуатации, причем
возможность проверки предусмотрена условиями поставки посредством приложения тестовых пластин
Анализ тенденций развития и современного состояния проблемы в целом свидетельствует о необходимости
совершенствования диагностической и инструментальной базы, способствующей повышению эффективности
реновационных и ремонтных работ конструкций различного назначения.
Качество фрикционных соединений на высокопрочных болтах, в конечном итоге, характеризуется
отсутствием сдвигов соединяемых элементов при восприятии внешней нагрузки как на срез, так и растяжение.
Сопротивление сдвигу во фрикционных соединениях можно определять по формуле:
где
Rbh - расчетное сопротивление растяжению высокопрочного болта; Yb - коэффициент условий работы
соединения, зависящий от количества (n) болтов, необходимых для восприятия расчетного усилия; Abn площадь поперечного сечения болта; f - коэффициент трения по соприкасающимся поверхностям
соединенных элементов; Yh - коэффициент надежности, зависящий от способа натяжения болтов,
коэффициента трения f, разницы между диаметрами отверстий и болтов, характера действующей нагрузки
(Рабер Л.М. Соединения на высокопрочных болтах, Днепропетровск: Системные технологии, 2008 г., с.8-10).
Известен способ определения коэффициента закручивания резьбового соединения (патент РФ №2148805,
G01L 5/24, опубл. 10.05.2000 г.), заключающийся в отношении измеряемого момента закручивания гайки к
произведению определяемого усилия натяжения болта на его диаметр. Измерения проводят без извлечения
болта из конструкций, путем затягивания гайки на контролируемую величину угла ее поворота от исходного
положения с замером значения момента закручивания в области упругих деформаций и определения
приращения момента затяжки. Приращение усилия натяжения болта определяют по формуле (4):
где
А, А22 - площади поперечного сечения, мм2; a, a22 - шаг резьбы испытываемого болта и болта диаметром 22
мм2; αi - угол поворота гайки от исходного положения; σ - толщина пакета деталей, соединенных
испытываемым болтом, мм.
Следует отметить, что измерение значения момента закручивания гайки производятся с неизвестными
коэффициентами трения контактных поверхностей и коэффициентом закручивания, т.к. затягивание гайки на
заданную величину поворота (α=60°) от исходного положения производят после предварительного ее
ослабления, поэтому он может отличаться от расчетного (нормативного), что не позволяет определить
фактические значения усилий в болтах как при затяжке, так и при эксплуатационных нагрузках.
525

174.

Невозможность точной оценки усилий приводит к необходимости выбора болтов и их количества на
основании так называемого расчета в запас.
В процессе патентного поиска выявлено много устройств, реализующих измерение усилия сдвига (силы
трения покоя), например (патенты РФ №2116614, 2155942 и др.). В них усилие в момент сдвига фиксируется с
помощью электрического сигнала или заранее оттарированной шкалы динамометрического ключа, но
точность измерения и область возможного применения их ограничена, т.к. не позволяет реализовать как при
сборочном монтаже металлоконструкций, так и в процессе их эксплуатации с целью проведения
восстановительного ремонта.
Известен способ определения деформации болтового соединения, который заключается в том, что две
пластины 1 и 2 устанавливают на накладке 3, скрепляют пластины 1 и 2 с накладкой 3 болтами 4 и 5,
расположенными на одной оси, к пластинам 1 и 2 прикладывают усилие нагружения и определяют величину
смещения между ними. О деформации судят по отношению между величиной смещения между пластинами 1
и 2 и приращением усилия нагружения, при этом величину смещения определяют между пластинами 1 и 2
вдоль оси, на которой расположены болты 4 и 5 (Патент №1753341, опубл. 07.08. 1992 г.). На практике этого
может и не быть, если болты, например, расположены несимметрично по отношению к направлению действия
продольной силы N, в силу чего часть контактных площадей будет напряжена интенсивнее других. Поэтому
сдвиг в них может произойти раньше, чем в менее напряженных. В итоге, это может привести к более
раннему разрушению всего соединения.
Наиболее близким техническим решением к заявляемому изобретению является способ определения несущей
способности фрикционного соединения с высокопрочными болтами (Рабер Л.М. Соединения на
высокопрочных болтах, Днепропетровск: Системные технологии, 2008 г., с.35-36). Сущность способа
заключается в определении усилия сдвига посредством образцов-свидетелей, который заключается в том, что
образцы изготавливают из стали, применяемых и собираемых конструкциях. Контактные поверхности
обрабатывают по технологии, принятой в проекте конструкций. Образец состоит из основного элемента и
двух накладок, скрепленных высокопрочным болтом с шайбами и гайкой. Сдвигающие или растягивающие
усилия испытательной машины определяют по показаниям прибора. Затем определяют коэффициент трения,
который сравнивают с нормативным значением и в зависимости от величины отклонения осуществляют меры
по повышению надежности работы металлоконструкции, в основном, путем повышения коэффициента
трения.
К недостаткам способа относится то, что отклонение усилий натяжения и возможные их изменения в процессе
нагружения образцов могут приводить к тем или иным неточностям в определении коэффициента трения, т.к.
коэффициент трения может меняться и по другим причинам как климатического, так и эксплуатационного
характера. Кроме того, неизвестно при каком коэффициенте «k» определялось расчетное усилие натяжения
болтов, поэтому фактическое усилие сдвига нельзя с достаточной точностью коррелировать с усилием
натяжения. Следует отметить, что в качестве сдвигающего устройства применяются специальные средства
(пресса, испытательные машины), которых на объекте монтажа или сборки металлоконструкции может не
быть, поэтому желательно применить более точное и надежное устройство для определения усилия сдвига.
Технической задачей предполагаемого изобретения является разработка способа обеспечения несущей
способности фрикционного соединения с высокопрочными болтами, устраняющего недостатки, присущие
прототипу и позволяющие повысить надежность монтажа и эксплуатации металлоконструкций с
высокопрочными болтами.
Технический результат достигается за счет того, что в известный способ обеспечения несущей способности
фрикционного соединения с высокопрочными болтами, включающий приготовление образца-свидетеля,
содержащего основной элемент металлоконструкции и накладку, контактирующие поверхности которых
предварительно обработаны по проектной технологии, соединяют их высокопрочным болтом и гайкой при
526

175.

проектном значении усилия натяжения болта, устанавливают устройство 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, в зависимости от величины отклонения
осуществляют необходимые действия, внесены изменения, а именно:
- в качестве показателя сравнения используют расчетное усилие натяжения, высокопрочного болта,
полученное при заданном (проектном) значении величины k;
- в качестве устройства для определения усилия сдвига на образце-свидетеле используют устройство,
защищенное патентом РФ №88082 на полезную модель, обладающее рядом преимуществ и обеспечивающее
достоверность и точность измерения усилия сдвига.
В зависимости от отклонения отношения между усилием сдвига и усилием натяжения высокопрочного болта
от оптимального значения, для обеспечения надежности работы фрикционного соединения
металлоконструкции при монтаже ее изменяют натяжение болта и/или проводят дополнительную обработку
контактирующих поверхностей.
В качестве показателя сравнения выбрано усилие натяжения болта, т.к. в процессе проведенных исследований
установлено, что оптимальным отношением усилия сдвига к усилию натяжения болта равно 0,56-0,60.
Учитывая то, что при проектировании предусмотрена возможность увеличения усилия закручивания
высокопрочных болтов на 10-20%, то это действие позволяет увеличить сопротивление сдвигу, если
отношение усилия сдвига к усилию натяжения болта отличается от оптимального в пределах 0,50-0,54. Если
же это отношение меньше 0,5, то кроме увеличения усилия натяжения высокопрочного болта необходимо
проведение дополнительной обработки контактирующих поверхностей, т.к. при значительном увеличении
момента закручивания можно сорвать резьбу, поэтому увеличивают коэффициент трения. Если же величина
отношения усилия сдвига к усилию натяжения более 0,60, это означает, что усилие натяжения превышает
нормативную величину, и для надежности металлоконструкции натяжение можно ослабить, чтобы не сорвать
резьбу.
Использование вышеуказанного устройства для определения усилия сдвига обусловлено тем, что оно является
переносным и обладает рядом преимуществ перед известными устройствами. Оно содержит неподвижную и
сдвигаемую детали, узел сжатия и узел сдвига, выполненный в виде рычага, имеющего отверстие под
нагрузочный болт, оснащенный силоизмерительным устройством, причем неподвижная деталь выполнена из
двух стоек, торцевые поверхности которых скреплены фигурной планкой, каждая из стоек снабжена
отверстиями под болтовое соединение для крепления к металлоконструкции, а также отверстием для вала, на
котором закреплен рычаг, с возможностью соединения его с фигурной планкой, а между выступом рычага и
сдвигаемой деталью металлоконструкции установлен самоустанавливающийся сухарик, выполненный из
закаленного материала. В качестве силоизмерительного устройства используется динамометрический ключ с
предварительно оттарированной шкалой для фиксации момента затяжки.
Ниже приводится реализация предлагаемого способа обеспечения несущей способности металлоконструкции
на примере мостового пролета.
На чертеже приведена основная часть устройства и образец-свидетель.
Устройство состоит: из корпуса 1, рычага 2, насаженного на вал 3, динамометричесого ключа 4, снабженного
шкалой 5 и накидной головкой 6, болтовое соединение, состоящее из болта 7 и гайки 8, плавающий сухарик 9,
выполненный из закаленной стали, образец-свидетель состоит из металлической накладки 10, пластины 11
обследуемой металлоконструкции, соединенные между собой высокопрочным болтовым соединением 12, а
527

176.

также болтовое соединение 13, предназначенное для крепление корпуса измерительного устройства к
неподвижной металлической пластине 11.
Способ реализуется в следующей последовательности. Собирается образец-свидетель путем соединения
тестовой накладки 10 с пластиной металлоконструкции 11, если производится ремонт на обследуемом
объекте, причем контактирующая поверхность пластины обрабатывается дробепескоструйным способом,
чтобы обеспечить нормативный коэффициент трения f>0,55 или, если же осуществляется заводская поставка
перед монтажом, то берут две тестовых накладки, контактирующие поверхности которых уже обработаны в
заводских условиях. Соединение пластин 10, 11 осуществляют высокопрочным болтом и гайкой с
применением шайб. Усилие натяжения высокопрочного болта должна соответствовать проектной величине.
Расчетный момент закручивания определяют по формуле 2. Затем на неподвижную пластину 11
устанавливают устройство для определения усилия сдвига путем закрепления корпуса 1, болтовым
соединением 12 (болт, гайка, шайбы) таким образом, чтобы сухарик 9 соприкасался с накладкой 10 и рычагом
2, размещенным на валу 3. Далее, динамометрический ключ 4, снабженный оттарированной шкалой 5,
посредством сменной головки 6 надевается на болт 7. Устройство готово к работе.
Вращением динамометрического ключа 4 осуществляют нагрузку на болт 7. Усилие натяжения болта через
рычаг 5 передается на сухарик 9, который воздействует на сдвигаемую деталь 10 (тестовая пластина). Момент
закручивания болта 7 фиксируется на шкале 5 динамометрического ключа 4. В момент сдвига детали 10
фиксируют полученную величину. Это усилие и является усилием сдвига (силой трения покоя). Сравнивают
полученную величину момента сдвига (Мсд) с расчетной величиной - моментом закручивания болта (Мр). В
зависимости от величины Мсд/Мз производят действия по обеспечению надежности монтажа конкретной
металлоконструкции, а именно:
- при отношении Мсд/Мз=0,54-0,60, т.е. соответствует или близко к оптимальному значению, корректировку в
технологию монтажа не вносят;
- при отношении Мсд/Мз=0,50-0,53, то при монтаже металлоконструкции увеличивают усилие натяжения
высокопрочного болтов примерно на 10-15%;
- при отношении Мсд/Мз<0,50 необходимо кроме увеличения усилия натяжения высокопрочных болтов при
монтаже металлоконструкции дополнительно обработать контактирующие поверхности поставленных
заводом деталей металлоконструкции дробепескоструйным методом.
При отношении Мсд/Мз>0,60, целесообразно уменьшить усилие натяжения болта, т.к. возможно
преждевременная порча резьбы из-за перегрузки.
Все эти действия позволят повысить надежность эксплуатации смонтированной металлоконструкции.
Преимуществом предложенного способа обеспечения несущей способности металлоконструкций заключается
в его универсальности, т.к. его можно использовать для любых болтовых соединений на высокопрочных
болтах независимо от сложности конструкции, диаметров крепежных болтов и методов обработки
соприкасающихся поверхностей, причем т.к. измерение усилия сдвига на обследуемой конструкции и образце
производятся устройством при сопоставимых условиях, оценка несущей способности является наиболее
достоверной.
В настоящее время предлагаемый способ прошел испытания на нескольких строительных площадках и
выданы рекомендации к его применению в отрасли.
Формула изобретения
528

177.

1. Способ обеспечения несущей способности фрикционного соединения металлоконструкций с
высокопрочными болтами, включающий приготовление образца-свидетеля, содержащего элемент
металлоконструкции и тестовую накладку, контактирующие поверхности которых предварительно
обработаны по проектной технологии, соединяют высокопрочным болтом и гайкой при проектном значении
усилия натяжения болта, устанавливают на элемент металлоконструкции устройство 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, отличающийся тем, что в качестве показателя
сравнения используют проектное значение усилия натяжения высокопрочного болта, 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.
2. Способ по п.1, отличающийся тем, что при отношении усилия сдвига к проектному усилию натяжения
высокопрочного болта в диапазоне 0,54-0,60 корректировку технологии монтажа не производят, 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
металлоконструкции.
СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА ЗАКРУЧИВАНИЯ РЕЗЬБОВОГО СОЕДИНЕНИЯ
1148805
РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ
(19)
RU
(11)
2 148 805
(13)
C1
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
(51) МПК
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ СОБСТВЕННОСТИ,
ПАТЕНТАМ И ТОВАРНЫМ ЗНАКАМ
G01L 5/24 (2000.01)
(12) ОПИСАНИЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ К ПАТЕНТУ
Статус: не действует (последнее изменение статуса: 19.09.2011)
Пошлина:учтена за 3 год с 27.11.1999 по 26.11.2000
(71) Заявитель(и):
Рабер Лев Матвеевич
(UA),
Кондратов Валерий
Владимирович (RU),
Хусид Раиса Григорьевна
(RU),
(21)(22) Заявка: 97120444/28, 26.11.1997
(24) Дата начала отсчета срока действия патента:
26.11.1997
(45) Опубликовано: 10.05.2000 Бюл. № 13
529

178.

(56) Список документов, цитированных в отчете о поиске: Чесноков А.С.,
Миролюбов Юрий
Княжев А.Ф. Сдвигоустойчивые соединения на высокопрочных болтах. - М.: Павлович (RU)
Стройиздат, 1974, с.73-77. SU 763707 A, 15.09.80. SU 993062 A, 30.01.83. EP
(72) Автор(ы):
0170068 A'', 05.02.86.
Рабер Лев Матвеевич
Адрес для переписки:
(UA),
190031, Санкт-Петербург, Фонтанка 113, НИИ мостов
Кондратов В.В.(RU),
Хусид Р.Г.(RU),
Миролюбов Ю.П.(RU)
(73) Патентообладатель(и):
Рабер Лев Матвеевич
(UA),
Кондратов Валерий
Владимирович (RU),
Хусид Раиса Григорьевна
(RU),
Миролюбов Юрий
Павлович (RU)
(54) СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА ЗАКРУЧИВАНИЯ РЕЗЬБОВОГО СОЕДИНЕНИЯ
(57) Реферат:
Изобретение относится к области мостостроения и другим областям строительства и эксплуатации
металлоконструкций для определения параметров затяжки болтов. В эксплуатируемом соединении
производят затягивание гайки на заданную величину угла ее поворота от исходного положения.
Предварительно ослабляют ее затягивание. Замеряют при затягивании значение момента закручивания гайки
в области упругих деформаций. Определяют приращение момента закручивания. Приращение усилия
натяжения болта определяют по рассчетной формуле. Коэффициент закручивания резьбового соединения
определяют как отношение приращения момента закручивания гайки к произведению приращения усилия
натяжения болта на его диаметр. Технический результат заключается в возможности проведения испытаний в
конкретных условиях эксплуатации соединений для повышения точности результатов испытаний.
Изобретение относится к технике измерения коэффициента закручивания резьбового соединения,
преимущественно высокопрочных болтов, и может быть использовано в мостостроении и других отраслях
строительства и эксплуатации металлоконструкций для определения параметров затяжки болтов.
При проверке величины натяжения N болтов, преимущественно высокопрочных, как на стадии приемки
выполненных работ (Инструкция по технологии устройства соединений на высокопрочных болтах в стальных
конструкциях мостов. ВСН 163-69. М. , 1970, с. 10-18. МПС СССР, Минтрансстрой СССР), так и в период
обследования конструкций (строительные нормы и правила СНиП 3.06.07-86. Мосты и трубы. Правила
обследований и испытаний. - М., Стройиздат, 1987, с. 25-27), используют динамометрические ключи. Этими
ключами измеряют момент закручивания Mз, которым затянуты гайки.
Основой этой методики измерений является исходная формула (Вейнблат Б.М. Высокопрочные болты в
конструкциях мостов. М.,Транспорт, 1971, с. 60-64):
Mз = Ndk,
где d - номинальный диаметр болта;
k - коэффициент закручивания, зависящий от условий трения в резьбе и под опорой гайки.
530

179.

Измеряя тем или иным способом прикладываемый к гайке момент закручивания, рассчитывают при
известном коэффициенте закручивания усилие натяжения болта N.
Очевидно, что при достаточной точности регистрации моментов точность данной методики зависит от того, в
какой мере действительные коэффициенты закручивания k соответствуют расчетным величинам.
Методика обеспечивает необходимую точность проверки величины натяжения болтов, как правило, лишь на
стадии приемки выполненных работ, поскольку предусматриваемая технологией постановки болтов
стабилизация коэффициента k кратковременна.
Значения k для болтов, находящихся в эксплуатируемых конструкциях, может изменяться в широких
пределах, что вносит существенную неточность в результаты измерений. По данным Чеснокова А.С. и
Княжева А.Ф. ("Сдвигоустойчивые соединения на высокопрочных болтах". М., Стройиздат, 1974, табл. 17, с.
73) коэффициент закручивания зависит от качества смазки резьбы и может изменяться в пределах 0,12-0,264.
Таким образом измеренные усилия в болтах с помощью динамометрических ключей могут отличаться от
фактических значений более чем в 2 раза.
Известен более прогрессивный способ непосредственного измерения усилий в болтах, где величина
коэффициента k не оказывает влияния на результаты измерений. Способ реализован с помощью устройства
(А.св. N 1139984 (СССР). Устройство для контроля усилий затяжки резьбовых соединений (Бокатов В.И.,
Вишневский И.И., Рабер Л.М., Голиков С.П. - Заявл. 08.12.83, N 3670879), опыт применения которого выявил
его надежную работу в случае сравнительно непродолжительного (до пяти лет) срока эксплуатации
конструкций. При более длительном сроке эксплуатации срабатывание предусмотренных конструкцией
устройства пружин происходит недостаточно четко, поскольку с течением времени неподвижный контакт
резьбовой пары приводит к увеличению коэффициента трения покоя. Этот коэффициент иногда достигает
таких величин, что величина момента сил трения в резьбе превосходит величину крутящего момента,
создаваемого преднапряженными пружинами. Естественно в этих условиях пружины срабатывать не могут.
Существенно ограничивает применение устройства необходимость свободно выступающей над гайкой резьбы
болта не менее, чем на 20 мм. Наличие таких болтов в узлах и прикреплениях должно специально
предусматриваться.
В целом независимо от способа измерения усилий в болтах, в случае выявления недостаточного их натяжения
необходимо назначить величину момента закручивания для подтяжки болтов. Для назначения этого момента
необходимы знания фактического значения коэффициента закручивания k.
Наиболее близким по технической сущности к предлагаемому решению (прототип) является способ
измерения коэффициента закручивания болтов с учетом влияния времени, аналогичному влиянию качества
изготовления болтов (Чесноков А. С. , Княжев А.Ф. Сдвигоустойчивые соединения на высокопрочных болтах.
- М., Стройиздат, 1974, с. 73, последний абзац).
Способ состоит в раскручивании гайки и извлечении болта из конструкции, определении коэффициента ki в
лабораторных условиях (см. тот же источник, с. 74-77) путем одновременного обеспечения и контроля
заданного усилия N и прикладываемого к гайке момента M.
Очевидно, что столь трудоемкий способ не может быть широко использован, поскольку для статистической
оценки необходимо произвести испытания нескольких десятков или даже сотен болтов. Кроме того, при
извлечении болта из конструкции резьбу гайки прогоняют по окрашенной или загрязненной резьбе болта, а
испытания в лабораторных условиях производят, как правило, не на том участке резьбы, на котором болт
быть сопряжен с гайкой в пакете. Все это ставит под сомнение достоверность результата испытаний.
531

180.

Предложенный способ отличается от прототипа тем, что в эксплуатируемом соединении производят
затягивание гайки на заданную величину угла ее поворота от исходного положения, произведя
предварительно для этого ослабление ее затягивания. Затягивание гайки на заданную величину угла ее
поворота в области упругих деформаций производят с замером значения момента закручивания гайки и
определяют приращение момента закручивания. При этом приращение усилия натяжения болта определяют
по формуле
ΔN = Ai/A22•ai/a22•α
o
i
/60o(170-0,96δ), кH, (1)
где A, A22 - площади поперечного сечения испытываемого болта и болта диаметром 22 мм;
ai, a22 - шаг резьбы испытываемого болта и болта диаметром 22 мм;
α
o
i
- угол поворота гайки от исходного положения;
δ - толщина пакета деталей, соединенных испытываемым болтом, мм.
Коэффициент закручивания резьбового соединения определяют как отношение приращения момента
закручивания гайки к произведению приращения усилия натяжения болта на его диаметр.
Такой способ позволяет в отличие от прототипа проводить испытания болтов в эксплуатируемом соединении
и повысить точность определения величины коэффициента закручивания за счет исключения необходимости
прогона резьбы гайки по окрашенной или загрязненной резьбе болта. Кроме того, в отличие от прототипа
испытания проводят на том же участке резьбы, на котором болт сопряжен с гайкой постоянно. Способ
осуществляется следующим образом:
- с помощью динамометрического ключа измеряют момент закручивания гайки испытуемого болта - Mз;
- производят ослабление затягивания гайки испытуемого болта до момента (0,1 . . . 0,2) Mз и измеряют
фактическую величину этого момента (исходное положение) - Mн;
- наносят, например, мелом, метки на двух точках гайки и соответственно на пакете. Угол между метками
соответствует заданному углу поворота гайки; как правило, этот угол составляет 60o.
- поворачивают гайку на заданный угол αo и измеряют величину момента закручивания гайки по достижении
этого угла - Mк.
- вычисляют приращение момента закручивания
ΔM = Mк-Mн, Hм;
- определяют соответствующее повороту гайки на угол αo приращение усилия натяжения болта ΔN по
эмпирической формуле (1);
- производят вычисление коэффициента закручивания k болта диаметром d:
k = ΔM/ΔNd.
Формула для определения ΔN получена в результате анализа специально проведенных экспериментов,
состоящих в исследовании влияния толщины пакета и уточнении влияния толщины и количества деталей,
532

181.

составляющих пакет эксплуатируемого соединения, на стабильность приращения усилия натяжения болтов
при повороте гайки на угол 60o от исходного положения.
Поворот гайки на 60o соответствует середине области упругих деформаций болта (Вейнблат Б.М.
Высокопрочные болты в конструкциях мостов - М., Транспорт, 1974, с. 65-68). В пределах этой области,
равному приращению угла поворота гайки, соответствует равное приращение усилий натяжения болта.
Величина этого приращения в плотно стянутом болтами пакете, при постоянном диаметре болта зависит от
толщины этого пакета. Следовательно, поворот гайки на определенный угол в области упругих деформаций
идентичен созданию в болте заданного натяжения. Этот эффект явился основой предложенного способа
определения коэффициента закручивания.
Угол поворота гайки 60o технологически удобен, поскольку он соответствует перемещению гайки на одну
грань. Погрешность системы определения коэффициента закручивания, характеризуемая как погрешностью
выполнения отдельных операций, так и погрешностью регистрации требуемых параметров, составляет около
± 8% (см. Акт испытаний).
Таким образом, предложенный способ определения коэффициента закручивания резьбовых соединений дает
возможность проводить испытания в конкретных условиях эксплуатации соединений, что повышает точность
полученных результатов испытаний.
Полученные с помощью предложенного способа значения коэффициента закручивания могут быть
использованы как при определении усилий натяжения болтов в период обследования конструкций, так при
назначении величины момента для подтяжки болтов, в которых по результатам обследования выявлено
недостаточное натяжение.
Эффект состоит в повышении эксплуатационной надежности конструкций различного назначения.
Формула изобретения
Способ определения коэффициента закручивания резьбового соединения, заключающийся в измерении
параметров затяжки соединения, по которым вычисляют коэффициент закручивания, отличающийся тем, что
в эксплуатируемом соединении производят затягивание гайки на заданную величину угла ее поворота от
исходного положения, произведя предварительно для этого ослабление ее затягивания, с замером значения
момента закручивания гайки в области упругих деформаций и определяют приращение момента
закручивания, при этом приращение усилия натяжения болта определяют по формуле
где Ai, A22 - площади поперечного сечения испытываемого болта и болта диаметром 22 мм;
ai, a22 - шаг резьбы испытываемого болта и болта диаметром 22 мм;
α
i
- угол поворота гайки от исходного положения;
δ - толщина пакета деталей, соединенных испытываемым болтом, мм,
а коэффициент закручивания резьбового соединения определяют как отношение приращения
момента закручивания гайки к произведению приращения усилия натяжения болта на его диаметр
БОЛТОВОЕ СОЕДИНЕНИЕ ВРАЩАЮЩИХСЯ ДЕТАЛЕЙ 2472981
533

182.

(19)
РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ
RU
(11)
2 472 981
(13)
C1
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
(51) МПК
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ СОБСТВЕННОСТИ
F16B 5/02 (2006.01)
(12) ОПИСАНИЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ К ПАТЕНТУ
Статус: прекратил действие, но может быть восстановлен (последнее изменение статуса: 07.03.2017)
Пошлина:учтена за 5 год с 18.06.2015 по 17.06.2016
(21)(22) Заявка: 2011125214/12, 17.06.2011
(24) Дата начала отсчета срока действия патента:
17.06.2011
Приоритет(ы):
(22) Дата подачи заявки: 17.06.2011
(45) Опубликовано: 20.01.2013 Бюл. № 2
(56) Список документов, цитированных в отчете о поиске: SU 176199 A1,
15.09.1992. SU 1751463 A1, 30.07.1992. RU 2263828 C1, 10.11.2005. WO
2004/099632 A1, 18.11.2004. DE 202004012044 U1, 19.05.2005.
Адрес для переписки:
614990, г.Пермь, ГСП, Комсомольский пр-кт, 93, ОАО
"Авиадвигатель", отдел защиты интеллектуальной собственности
(72) Автор(ы):
Андрейченко Игорь
Леонардович (RU),
Полатиди Людмила Борисовна
(RU),
Бурцева Ирина Валерьевна
(RU),
Бугреева Светлана Ильинична
(RU),
Красинский Леонид
Григорьевич (RU),
Миллер Олег Григорьевич
(RU),
Шумягин Николай
Николаевич (RU)
(73) Патентообладатель(и):
Открытое акционерное
общество "Авиадвигатель"
(RU)
(54) БОЛТОВОЕ СОЕДИНЕНИЕ ВРАЩАЮЩИХСЯ ДЕТАЛЕЙ
(57) Реферат:
Изобретение относится к области машиностроения и авиадвигателестроения и может быть использовано для
соединения вращающихся деталей ротора газотурбинного двигателя авиационного и наземного применения.
Болтовое соединение вращающихся деталей, объединенных в пакет, с расположенными по окружности
отверстиями, внутри которых на высоту пакета деталей установлены втулки с размещенными в их
центральных отверстиях стяжными болтами. Каждое отверстие выполнено овальной формы и вытянуто в
окружном направлении, а втулка - с овальным сечением, вытянутым в окружном направлении. При этом
b/a=1,36-1,5; с>(2,5-3)×b, где а - размер сечения втулки в радиальном направлении; b - размер сечения втулки
534

183.

в окружном направлении; с - длина окружности между центральными отверстиями соседних втулок.
Обеспечивается повышение циклического ресурса и надежности болтового соединения вращающихся деталей
при высоких параметрах работы путем разгрузки зон концентрации напряжений в указанных деталях. 1 з.п. флы, 3 ил.
Изобретение относится к области машиностроения и авиадвигателестроения, может быть использовано для
соединения вращающихся деталей ротора газотурбинного двигателя авиационного и наземного применения.
Известно болтовое соединение, включающее цилиндрическую разгрузочную втулку с круглым сечением,
которую используют для центровки и разгрузки болта, снижения напряжений среза в самом болте и
исключения сдвиговых деформаций в соединяемых деталях (Атлас. Детали машин. В.Н.Быков, С.П.Фадеев,
Издательство «Высшая школа», 1969 г., с.83, рис.3.4). При вращении деталей в районе отверстий под болты
возникают напряжения. Наличие концентратора напряжения, повышающего уровень действующих
напряжений в 3-4 раза, является основным недостатком такой конструкции, снижающим циклическую
долговечность и ресурс деталей.
В авиадвигателестроении широко применяется соединение деталей с помощью стяжных болтов. Отверстия
под болты, являющиеся концентраторами напряжений, могут быть расположены в полотне дисков и на
выносных фланцах деталей. Выносные фланцы применяют для удаления концентратора в виде отверстия из
полотна диска.
Наличие концентратора напряжений - круглого отверстия под болт, которое повышает уровень действующих
напряжений в 3-4 раза и снижает ресурс деталей, является основным недостатком такой конструкции.
Практически эта проблема решается путем выполнения выкружек типа «короны» во фланцах, что
обеспечивает достаточную разгрузку отверстий. Эффективность подобной доработки деталей подтверждена
испытаниями и широко используется, например, во фланцах под балансировочные грузики лабиринтов диска
13-ой ступени ротора компрессора высокого давления (КВД) двигателей ПС-90А, ПС-90А2 (А.А.Иноземцев,
М.А.Нихамкин, В.Л.Сандрацкий. Основы конструирования авиационных двигателей и энергетических
установок, том 4,стр.109).
Наиболее близким к заявляемой конструкции соединения является узел соединения, включающий пакет
деталей, цилиндрическую втулку и болт с гайкой. В деталях выполнены круглые отверстия (Патент РФ
№2263828, F16B 5/02, 2005 г.).
Недостатком известного узла является круглая форма отверстий под втулку, вызывающая повышенные
напряжения в болте и в соединяемых деталях, снижающие циклический ресурс и надежность болтового
соединения при вращении деталей.
Техническая задача, решаемая изобретением, заключается в повышении циклического ресурса и надежности
болтового соединения вращающихся деталей при высоких параметрах работы путем разгрузки зон
концентрации напряжений в указанных деталях.
Сущность изобретения заключается в том, что в болтовом соединении вращающихся деталей, объединенных в
пакет, с расположенными по окружности отверстиями, внутри которых на высоту пакета деталей установлены
втулки с размещенными в их центральных отверстиях стяжными болтами, согласно п.1 формулы изобретения,
каждое отверстие выполнено овальной формы и вытянуто в окружном направлении, а втулка - с овальным
сечением, вытянутым в окружном направлении, при этом
b/а=1,36-1,5; c>(2,5-3)×b,
535

184.

где а - размер сечения втулки в радиальном направлении;
b - размер сечения втулки в окружном направлении;
с - длина окружности между центральными отверстиями соседних втулок.
Кроме того по п.2 формулы для обеспечения изолированности полостей ступеней компрессора и сохранения
необходимой площади контакта между деталями и болтом необходимо соблюдать следующее соотношение:
(a-d)/2>1,4 мм,
где d - диаметр отверстия втулки под болт.
Конфигурация втулки и размеры отверстия под нее выбраны на оснований анализа геометрии дисков и
расчетов напряженно-деформированного состояния.
Было обнаружено, что выполнение отверстий овальной формы, вытянутых в окружном направлении, и
выполнение втулки с соответствующим овальным при соотношениях:
b/a=1,36-1,5; c>(2,5-3)×b,
позволяет эффективно разгружать зоны концентрации напряжений и повышать расчетные значения
циклического ресурса деталей, оцененного по условной кривой малоцикловой усталости для дисковых
сплавов (Технический отчет №12045, М., ЦИАМ, 1993. Развитие методики управления ресурсами
авиационного ГТД с целью повышения прочностной надежности, увеличения ресурсов и сокращения затрат
при ресурсных испытаниях (применительно к двигателю ПС-90А и его модификациям)).
Втулки с овальным сечением выполняют в заявляемой конструкции следующие функции:
- обеспечивают фиксацию деталей относительно друг друга;
- сохраняют необходимую площадь контакта между фланцами и стандартным болтом круглой формы;
- обеспечивают изолированность полостей секций (ступеней) компрессора.
Кроме того, применение втулок заявляемой конструкции упрощает процесс сборки деталей компрессора, а
при изготовлении втулок из легкого и прочного материала - позволяет снижать массу фланцев дисков и всего
ротора в целом.
Анализ результатов расчетов показывает, что заявляемое болтовое соединение имеет перспективу
использования в современных двигателях последнего поколения.
В случае если b/а<1,36, форма отверстия стремится к окружности, возрастает уровень окружных напряжений
в отверстиях соединяемых деталей, следовательно, снижается циклическая долговечность.
В случае если b/а>1,5, отверстие больше вытянуто в окружном направлении, при этом уменьшается площадь
цилиндрического сечения сопрягаемых деталей, что повышает риск потери несущей способности, возрастает
уровень радиальных напряжений и снижается циклическая долговечность.
В случае если с≤2,5b, расстояние между центрами отверстий уменьшается, пропорционально уменьшается и
площадь цилиндрического сечения соединяемых деталей, что повышает риск потери несущей способности.
536

185.

Соотношение с>3b приводит к тому, что расстояние между центрами отверстий увеличено, линии действий
окружных напряжений при этом выравниваются, а эффект снижения концентраций напряжений уменьшается.
Кроме того, по п.2 формулы изобретения, для сохранения необходимой площади контакта между деталями и
болтом, а также из технологических соображений необходимо соблюдать следующее соотношение: (ad)/2>1,4 мм. В противном случае возникают технологические сложности с изготовлением втулки, т.к. толщина
стенки втулки слишком мала. Кроме того, в тонкой стенке втулки возникают недопустимо высокие
напряжения.
Таким образом, при высоких параметрах работы использование данной конструкции болтового соединения
дает возможность не только выравнивать напряжения по толщине пакета деталей и в болтах, но и значительно
снижать уровень действующих напряжений в соединяемых деталях, повышая их ресурс.
На фиг.1 представлено сечение пакета соединяемых деталей с втулкой, имеющей овальное сечение, на фиг.2 разрез А-А на фиг.1. На фиг.3 показано болтовое соединение в сборке деталей ротора КВД в аксонометрии.
Болтовое соединение включает пакет вращающихся деталей газотурбинного двигателя (ГТД), например,
фланца 1 диска первой ступени (КВД), фланца 2 вала КВД и диска 3 второй ступени КВД. В деталях 1, 2, 3
выполнены овальные отверстия 4, вытянутые в окружном направлении под втулку 5 с таким же овальным
сечением и размерами а и b в радиальном и окружном направлениях, соответственно. В отверстии 4 втулка 5
размещена на всю толщину пакета деталей 1, 2, 3. Во втулке 5 имеется круглое центральное отверстие 6
диаметром d под стандартный стяжной болт 7 круглого сечения. Диаметр головки болта 7 и наружный
диаметр гайки 8 перекрывают при сборке радиальный размер а втулки 5 при соблюдении условия
(a-d)/2>1,4 мм.
Втулка 5 обеспечивает изолированность полостей ступеней компрессора, сохраняет необходимую площадь
контакта между фланцами и стяжным болтом 7.
Отверстия 6 расположены равномерно по всей длине окружности соединяемых деталей 1, 2, 3, при этом длина
окружности С между ними зависит от размера сечения b втулки 5 в окружном направлении.
Болтовое соединение собирают следующим образом.
В овальное отверстие 4 пакета вращающихся деталей 1, 2, 3 вставляют втулку 5, в которой размещают
стандартный болт 7 и закрепляют гайкой 8. В процессе работы КВД концентрация напряжений в зоне
отверстий 4 в полотне и во фланцах 1, дисков будут минимальной, что позволяет работать при высоких
заданных параметрах двигателя, повышая циклический ресурс и надежность болтового соединения.
Формула изобретения
1. Болтовое соединение вращающихся деталей, объединенных в пакет, с расположенными по окружности
отверстиями, внутри которых на высоту пакета деталей установлены втулки с размещенными в их
центральных отверстиях стяжными болтами, отличающееся тем, что каждое отверстие выполнено овальной
формы и вытянуто в окружном направлении, а втулка - с овальным сечением, вытянутым в окружном
направлении, при этом b/a=1,36-1,5; c>(2,5-3)·b,
где а - размер сечения втулки в радиальном направлении;
b - размер сечения втулки в окружном направлении;
с - длина окружности между центральными отверстиями соседних втулок.
537

186.

2. Болтовое соединение вращающихся деталей по п.1, отличающееся тем, что (a-d)/2>1,4 мм, где d - диаметр
отверстия втулки под болт.
СЕЙСМОСТОЙКИЙ МОСТ 255077 Уздин
(19)
РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ
RU
538

187.

(11)
2 550 777
(13)
C2
(51) МПК
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ СОБСТВЕННОСТИ
E01D 1/00 (2006.01)
(12) ОПИСАНИЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ К ПАТЕНТУ
Статус: действует (последнее изменение статуса: 27.03.2018)
Пошлина:учтена за 7 год с 07.11.2018 по 06.11.2019
(21)(22) Заявка: 2012146867/03, 06.11.2012
(24) Дата начала отсчета срока действия патента:
06.11.2012
(72) Автор(ы):
Шульман Станислав Александрович
(RU),
Мурох Игорь Александрович (RU),
Совершаев Илья Валерьевич (RU),
Уздин Александр Моисеевич (RU),
Кузнецова Инна Олеговна (RU),
Жгутова Татьяна Владимировна (RU),
Огнева Светлана Сергеевна (RU)
Приоритет(ы):
(22) Дата подачи заявки: 06.11.2012
(43) Дата публикации заявки: 20.05.2014 Бюл. № 14
(45) Опубликовано: 10.05.2015 Бюл. № 13
(56) Список документов, цитированных в отчете о поиске: DE
2039631 A1, 27.09.1973. SU 1106868 A, 07.08.1984. SU 1162886 A,
23.06.1985. RU 2325475 C2, 27.05.2008
(73) Патентообладатель(и):
Общество с ограниченной
ответственностью "СК
Стройкомплекс-5" (RU)
Адрес для переписки:
191186, Санкт-Петербург, а/я 230, "АРС-ПАТЕНТ", Е.Ю.
Чугориной
(54) СЕЙСМОСТОЙКИЙ МОСТ
(57) Реферат:
Изобретение относится к сейсмозащите мостов. Сейсмостойкий мост включает пролетные строения, опоры и
соединенные с ними сейсмоизолирующие устройства, по меньшей мере одно из которых выполнено
составным, включающим не менее двух последовательно соединенных элементов. Хотя бы один из элементов
выполняется гибким, податливым в горизонтальном направлении и обеспечивает сейсмоизоляцию и
сейсмогашение колебаний при относительно частых расчетных землетрясениях, относимых к проектным (ПЗ),
а соединение элементов выполнено скользящим и включает фрикционно-подвижные болтовые соединения из
пакета стальных листов с овальными отверстиями, через которые пропущены высокопрочные болты.
Технический результат - повышение надежности эксплуатации и срока службы строения, а также повышении
эффективности гашения колебаний опоры моста, вызванных сейсмическими колебаниями в любом в заданном
расчетном диапазоне уровня воздействия. 21 з.п. ф-лы, 12 ил
539

188.

.
Область техники
Изобретение относится к области транспортного строительства, а более конкретно к сейсмозащите мостов,
преимущественно железнодорожных.
Предшествующий уровень техники
В настоящее время в практике сейсмостойкого строительства сложился многоуровневый подход к
обеспечению сейсмостойкости. Согласно этому подходу сооружение должно гарантировать определенный
уровень надежности и безопасности при землетрясениях различной силы и повторяемости:
- сохранять эксплуатационные свойства при относительно частых, слабых воздействиях, называемых
проектным землетрясением (ПЗ),
- иметь ограниченный уровень повреждений при умеренных землетрясениях (УЗ),
- обеспечивать сохранность жизни людей и основных несущих конструкций при редки разрушительных
землетрясениях (максимальное расчетное землетрясение или МРЗ).
Возможны два принципиальных пути снижения сейсмических нагрузок на опоры мостов и обеспечивающих
их сейсмостойкость.
Первый - традиционный путь включает мероприятия для восприятия действующих сейсмических нагрузок за
счет развития сечений опор и увеличения их армирования, усиления опорных частей и т.п. Такое усиление
работает при землетрясениях любой силы и, как показывает опыт прошлых землетрясений [1, 2], обеспечивает
отсутствие повреждений при ПЗ, умеренные повреждения при УЗ и сохранность пролетных строений и опор
при МРЗ. Такое усиление эффективно при расчетной сейсмичности до 8 баллов. При сейсмичности 9 и более
баллов затраты на антисейсмическое усиление становятся весьма обременительными, достигая 35-40% от
стоимости сооружения.
При расчетной сейсмичности 8 и более баллов эффективными становятся специальные методы сейсмозащиты
конструкций, основанные на снижении самих сейсмических нагрузок.
К специальным методам относятся методы сейсмогашения и сейсмоизоляции. Традиционные методы
сейсмозащиты описаны в известных монографиях Г.Н. Карцивадзе [1] и Г.С. Шестоперова [2].
Специальные методы сейсмозащиты рассмотрены в монографиях Скиннера, Робинсона и Мак-Верри [3],
учебнике О.Н. Елисеева и А.М. Уздина [4], а также обзорной статье О.А. Савинова [5]. Применительно к
мостам сейсмоизоляция сводится к установке сейсмоизолирующих устройств в виде гибких опорных частей.
За рубежом наибольшее распространение получили резиновые опорные части (РОЧ) [6]. Известно
540

189.

применение таких опорных частей фирм Maurer Söhns, FIP Industrialle, ALGA и ряда других. На фиг.1
приведен пример опоры с резиновой опорной частью. Другим примером реализации податливого соединения
пролетных строений с опорами являются представленные на фиг.2 гибкие опорные части, выполненные из
металлических труб или стержней по а.с. СССР №1162886 «Опорная часть сооружения» (МПК E01D 19/04).
Распространенным сейсмоизолирующим устройством являются шаровые опорные части, в которых
податливость обеспечивается гравитационными силами, например, опорная часть фирмы Maurer Söhnes KR
20120022520 (МПК E01D 19/04). Такая опорная часть показана на фиг.3.
Известным решениям специальной сейсмозащиты присущ общий существенный недостаток.
Каждое из известных решений защищает конструкцию только от воздействий определенного уровня.
Например, упомянутое устройство простой сейсмоизоляции использующих сейсмоизолирующие устройства в
виде податливых опорных частей по а.с. №1162886 (МПК E01D 19/04) работает при ПЗ и, частично, УЗ, а при
действии МРЗ приводит к большим перемещениям пролетного строения и сбросу его с опор. Это в полной
мере относится и к РОЧ. В практике сейсмостойкого строительства предпринимались попытки создания
элементов сейсмоизоляции, обеспечивающих их работу при сильных землетрясениях. С этой целью опорные
части выполнялись очень больших размеров. Пример такой шаровой опорной части показан на фиг.4. Однако
такие решения совершенно не пригодны для железнодорожных мостов, поскольку они ухудшают условия
эксплуатации сооружения, так как, податливые опорные части имеют большие смещения под
эксплуатационной нагрузкой, что приводит к расстройству пути на мосту.
Для обеспечения защиты опор мостов от МРЗ применяют, так называемые, адаптивные системы защиты,
которые при эксплуатационных нагрузках блокируются, а при экстремальных включаются в работу. При этом
для противодействия ПЗ и УЗ требуется дополнительное усиление сооружения. Наиболее простым решением
такого рода являются сейсмоизолирующие устройства, выполненные в виде скользящих опорных частей с
фрикционно-подвижными соединениями (ФПС) на высокопрочных болтах. Пример такого решения,
выбранного в качестве прототипа, по а.с. СССР №1106868 (МПК E01D 19/04) представлен на фиг.5. К числу
недостатков указанного решения следует отнести возможность обеспечить сейсмостойкость только при
сильных разрушительных землетрясениях, при которых происходит проскальзывание ФПС и ограничение
нагрузки, передаваемой от пролетного строения к опоре. При ПЗ устройство не работает и на компенсацию их
воздействия необходимо усиливать опору традиционными методами.
Сущность изобретения
Задачей изобретения является создание простого по конструкции сейсмостойкого моста с размещением между
опорой и пролетным строением таких сейсмоизолирующих устройств, которые могут обеспечивать режим
гашения для опор при любых нагрузках в заданном расчетном диапазоне.
Технический результат, достигаемый заявленным изобретением, заключается в повышении надежности
эксплуатации и срока службы строения, а также повышении эффективности гашения колебаний опоры моста,
вызванных сейсмическими колебаниями в любом в заданном расчетном диапазоне уровня воздействия.
Заявленный технический результат достигается тем, что используют сейсмостойкий мост, включающий
пролетные строения, опоры и соединенные с ними сейсмоизолирующие устройства в котором, в отличие от
прототипа по меньшей мере одно сейсмоизолирующее устройство выполнено составным и включает по
меньшей мере два элемента, один из которых выполнен податливым в горизонтальном направлении и
снабжен фрикционно-подвижным болтовым соединением, состоящим из пакета металлических листов по
меньшей мере один из которых жестко соединен с податливым в горизонтальном направлении
сейсмоизолирующим элементом и снабжен антифрикционным покрытием и овальными отверстиями, через
которые пропущены высокопрочные болты, с возможностью формирования скользящей пары, причем
541

190.

натяжение болтов выполнено с обеспечением возможности ограничения силы трения в ФПС не выше уровня
предельно допустимой нагрузки на опору.
При этом в предпочтительном варианте осуществления изобретения элементы сейсмоизолирующего
устройства расположены соосно, причем податливые в горизонтальном направлении элементы расположены в
нижней части сейсмоизолирующего устройства и соединены с опорой. Хотя, возможен вариант
осуществления изобретения, в котором податливые в горизонтальном направлении элементы установлены в
верхней части устройства и соединены с пролетным строением. Можно так же выполнить обе части по
меньшей мере одного составного сейсмоизолирующего устройства податливыми в горизонтальном
направлении. При этом скользящие пары ФПС, в предпочтительном варианте осуществления изобретения,
выполнены с антифрикционным покрытием, с возможностью исключения скольжения при проектных
землетрясениях и эксплуатационных нагрузках.
В одном из предпочтительных вариантов осуществления изобретение дополнительно содержит по меньшей
мере одно сейсмоизолирующее устройство, выполненное опорным, т.е. на него опирается пролетное строение,
с возможностью восприятия вертикальной нагрузки от пролетного строения. В одном из вариантов
осуществления изобретения, один из элементов по меньшей мере одного составного сейсмоизолирующего
устройства может быть выполнен жестким в горизонтальном направлении. При этом целесообразно, а для
мостов больших пролетов необходимо, чтобы элемент составного сейсмоизолирующего устройства жесткий в
горизонтальном направлении был выполнен шарнирным, т.е. с возможностью поворота конца пролетного
строения относительно опоры при пропуске нагрузки по мосту. Как вариант обеспечения шарнирности
соединения пролетного строения с опорным сейсмоизолирующим устройством, элемент сейсмоизолирующего
устройства жесткий в горизонтальном направлении и воспринимающий опорную реакцию выполнен в виде
стаканной опорной части.
Для исключения, например, опасных для рельсов вертикальных перемещений сейсмоизолирующего
устройства под нагрузкой, оба его элемента могут быть выполнены жесткими в вертикальном направлении.
В еще одном примере осуществления изобретения податливый в горизонтальном направлении элемент
сейсмоизолирующего устройства может быть выполнен в виде столика из металлических стержней,
закрепленных в опорных плитах. Для увеличения податливости столика стержни могут быть соединены с
одной из опорных плит шарнирно При этом стержни могут быть выполнены, например, из стали.
В другом предпочтительном варианте осуществления изобретения сейсмоизолирующее устройство
выполнено свободным от вертикальных нагрузок. С этой целью параллельно по меньшей мере с одним
сейсмоизолирующим устройством дополнительно установлен по меньшей мере один независимый опорный
элемент, соединенный с опорой и пролетными строениями, причем опорный элемент выполнен жестким в
вертикальном направлении и подвижными в горизонтальном, а пролетное строение снабжено упорами,
передающими горизонтальную нагрузку на сейсмоизолирующий в горизонтальном направлении элемент.
В данном варианте осуществления, для полного исключения работы сейсмоизолирующего устройства на
вертикальные нагрузки сейсмоизолирующее устройство может быть выполнено по высоте меньше жесткого в
вертикальном и подвижного в горизонтальном направлении опорного элемента, с возможностью исключения
передачи вертикальной нагрузки от пролетного строения на сейсмоизолирующее устройство.
Заявленное решение наиболее эффективно, в частности, в случае, если реализуется режим работы пролетного
строения в качестве динамического гасителя колебаний опоры. Для этого сейсмоизолирующее устройство
выполнено с жесткостью С определенной из условия обеспечения возможности осуществления
противофазных колебаний опоры и пролетного строения при проскальзывании при наименьшей силе трения F
соединения в системе фрикционно-подвижных соединений и снижения нагрузок на опору при землетрясении
с расчетным ускорением А, по формуле
542

191.

C=α·k2·M µ(Nf,A),
где k - парциальная частота колебаний пролетного строения на податливой опорной части (c),
α - безразмерный коэффициент, зависящий от рассеяния энергии колебаний и характера воздействия,
µ - дополнительный коэффициент, учитывающий силу трения F в ФПС определяемой из соотношения
F=Nf
N - сила обжатия листов пакета (Н),
f - коэффициент трения,
А - расчетное ускорение (м/с2).
Чтобы исключить работу болтов ФПС на изгиб, пакет металлических листов может быть выполнен из трех
групп стальных листов, снабженных овальными отверстиями: первая из которых жестко соединена с
податливым элементом и большая ось овального отверстия ориентирована вдоль возможных перемещений
пролетного строения, вторая жестко соединена с пролетным строением, а третья выполнена в виде накладок,
соединенных с листами первых двух групп фрикционно-подвижным болтовым соединением, причем стальные
листы ФПС жестко соединенные с податливым сейсмоизолирующим элементом и пролетным строением
расположены в одной плоскости.
Для обеспечения заданного сценария накопления повреждений в конструкции податливый
сейсмоизолирующий элемент может быть выполнен с меньшей несущей способностью на горизонтальные
нагрузки, чем опора, а пакет металлических листов выполнен в виде каскада ФПС, состоящего из нескольких
последовательно соединенных фрикционно-подвижных соединений с различной силой трения между
элементами соединения и размером овальных отверстий. При этом каскад стыковых ФПС включает по
меньшей мере три ФПС, причем сила трения по меньшей мере в одном из ФПС меньше, чем предельная
упругая нагрузка на податливый сейсмоизолирующий элемент, сила трения по меньшей мере в еще одном
ФПС каскада превосходит упругую предельную нагрузку на податливый сейсмоизолирующий элемент, но
меньше разрушающей нагрузки на этот элемент и расчетной нагрузки на опору, сила трения третьего ФПС
меньше разрушающей нагрузки на податливый сейсмоизолирующий элемент, но больше расчетной нагрузки
на опору и меньше разрушающей нагрузки на опору, причем овальные отверстия в соединении с меньшим
трением выполнены меньшего размера.
Размеры овальных отверстий ФПС каскада выполнены с обеспечением возможности включения каскадов и
предотвращения перекрытия последнего зазора ФПС.
В случае, когда возникают опасные перемещения рельсового пути моста при эксплуатационных нагрузках
податливый в горизонтальном направлении опорный элемент выполнен с жесткостью С определенной из
условия обеспечения возможности исключения больших перемещений и напряжений в элементах проезжей
части при эксплуатации, по формуле:
C=Q/Ulim,
где Q - расчетная эксплуатационная нагрузка (Н), Ulim - предельное смещение пролетного строения (м)
543

192.

Для снижения смещений упругого элемента при ПЗ и ФПС при МРЗ на опоры параллельно с
сейсмоизолирующими элементами дополнительно установлены демпферы, с возможностью перемещения в
направлении возможных подвижек пролетного строения.
Краткий перечень чертежей
Заявляемое изобретение иллюстрируется чертежами, на которых изображено:
фиг.1. Общий вид РОЧ (предшествующий уровень техники).
фиг.2. Опорная часть в виде гибкого опорного столика (предшествующий уровень техники).
фиг.3. Шаровая опорная часть (предшествующий уровень техники).
фиг.4. Шаровая опорная часть моста (Benicia_Martines Bridge), обеспечивающая смещения пролетного
строения при МРЗ (предшествующий уровень техники)
фиг.5. Скользящая опорная часть с ФПС на высокопрочных болтах (прототип);
фиг.6. Схема опирания пролетного строения на опору при использовании шарнирной опорной части
сейсмоизолирующего устройства
фиг.7. Схема опирания пролетного строения на опору при использовании стаканной опорной части
сейсмоизолирующего устройства
фиг.8. Схема опирания пролетного строения на опору при использовании жесткого в вертикальном
направлении опорного устройства сейсмоизолирующего устройства
фиг.9. Схема соединения стоек с нижней и верхней плитами нижнего элемента опорного устройства
фиг.10. Разделение вертикальной и горизонтальной нагрузки между составным сейсмоизолирующим
усйтроством устройством и подвижной опорной частью
фиг.11. Схема работы нахлесточного ФПС
фиг.12. Схема соединения с использованием ФПС и стыковых накладок, где а) - вид со стороны накладок, б) вид сбоку.
Следует отметить, что прилагаемые на фиг.6-12 чертежи иллюстрируют только выборочные варианты
возможного осуществления изобретения и не могут рассматриваться в качестве ограничений содержания
изобретения, которое включает и другие варианты выполнения.
Осуществление изобретения
Как следует из представленных на фиг.6-12 чертежей, сейсмоизолирующее устройство выполнено составным,
включающим два последовательно соединенных элемента. Хотя бы один из элементов выполняется гибким и
обеспечивает сейсмоизоляцию и сейсмогашение колебаний при относительно частых расчетных
землетрясениях, относимых к проектным (ПЗ), а соединение элементов выполнено скользящим и включает
фрикционно-подвижные болтовые соединения из пакета стальных листов с овальными отверстиями, через
которые пропущены высокопрочные болты.
544

193.

Сущность изобретения поясняется чертежами (фиг.6, 7). Сейсмостойкий мост, включает пролетные строения
1 и опоры 5. Между ними располагается сейсмоизолирующее устройство, состоящее из двух последовательно
соединенных элементов, которое в рассматриваемом варианте реализации является опорным. Нижний
сейсмоизолирующий элемент 6 выполнен податливым в горизонтальном направлении, а верхний элемент 2
выполнен жестким в горизонтальном направлении. На фиг.6 верхний элемент 2 выполнен в виде шарнирнонеподвижной опорной части, а на фиг.7 - в виде стаканной опорной части. В обоих вариантах верхние
элементы 2 обеспечивают возможность поворота пролетного строения и передают горизонтальную нагрузку
на нижний элемент 6. Верхний элемент 2 устройства на рис.6 включает нижний 10 и верхний 9 балансиры, а
на рис.7 включает стакан с заполнением 11. В остальном, оба варианта идентичны. Верхний и нижний
элементы имеют опорные листы 4, между которыми расположено антифрикционное покрытие 3. Листы
соединены между собой фрикционно-подвижным соединением (ФПС) 7 в котором высокопрочные болты
соединяют опорные листы верхнего и нижнего элементов сейсмоизолирующего устройства.
Работает устройство следующим образом. При относительно частых землетрясениях с повторяемостью раз в
200-500 лет трение в ФПС не преодолевается, и соединение работает как жесткое. При этом податливый
элемент сейсмоизолирующего устройства обеспечивает сейсмоизоляцию, а при соответствующей настройке
по жесткости и сейсмогашение колебаний опоры. При редких сильных землетрясениях происходит
проскальзывание в ФПС, причем на опору со стороны пролетного строения не могут передаться нагрузки,
превышающие силу трения в ФПС. При этом, натяжение болтов и обработка поверхностей ФПС выполнены
так, чтобы сила трения в ФПС не превосходила предельно допустимой нагрузки на опору. Таким образом,
происходит снижение нагрузок как при ПЗ, так и при МРЗ.
Для исключения вертикальных перемещений пролетного строения под нагрузкой недопустимо применение
податливых в вертикальном направлении опорных частей, например, РОЧ. Таким образом, для исключения
вертикальной податливости предлагаемого устройства опирания, верхний и нижний элементы выполняют
жесткими в вертикальном направлении. При этом в качестве верхнего элемента целесообразно использовать
обычную опорную часть, а нижний элемент выполняется из гибких в горизонтальном направлении стальных
труб 12 (фиг.8).
Для повышения гибкости стоек, изготовленных из стальных труб или стержней, последние следует соединять
с одним из листов шарнирно (фиг.9). Для этого стойка из стальной трубы 12 просто вставляется в паз 13
верхней или нижней опорной плиты. Другой конец стойки, при этом, заделывается в опорную плиту.
В рассмотренном варианте осуществления изобретения стойки столика воспринимают вертикальную и
горизонтальную нагрузки со стороны пролетного строения. При этом стойки могут потерять устойчивость и
горизонтальную несущую способность. С целью повышения горизонтальной несущей способности
податливого элемента сейсмоизолирующего устройства, параллельно с сейсмоизолирующим устройством
устанавливается жесткий в вертикальном направлении и подвижный в горизонтальном направлении
дополнительный опорный элемент. Причем, сейсмоизолирующее устройство выполнено по высоте меньше
жесткого опорного элемента и не воспринимает вертикальной нагрузки, а пролетное строение снабжено
упорами, передающими горизонтальную нагрузку на сейсмоизолирующее устройство.
Для повышения несущей способности податливого элемента сейсмоизолирующего устройства при действии
продольной нагрузки возможен еще один вариант осуществления изобретения, в котором между пролетным
строением 1 и опорой 5 параллельно с податливым сейсмоизолирующим элементом 6 устанавливается
опорный элемент 14, представляющий собой обычную подвижную опорную часть. Верхний лист податливого
элемента 4 с антифрикционным покрытием соединен с дополнительным листом 15 с помощью ФПС 7. При
этом листы 4 и 15 с антифрикционным покрытием и ФПС 7 образуют верхний скользящий элемент. На
пролетное строение 1 устанавливаются упоры 16, контактирующие с дополнительным листом 15 и имеющие
свободу вертикальных перемещений относительно листа 15. При этом податливый элемент со скользящим
элементом имеют высоту h, меньшую, чем высота подвижной опорной части Н. Это исключает передачу
545

194.

вертикальной нагрузки от пролетного строения на податливый элемент. В данном варианте осуществления
вертикальная нагрузка полностью воспринимается подвижной опорной частью. Это повышает несущую
способность податливого элемента при действии горизонтальной нагрузки. При эксплуатационных нагрузках
(торможение подвижного состава, поперечные удары транспортных средств), а также при действии ПЗ
горизонтальные нагрузки передаются от пролетного строения (1) на опору 5 через упоры 16 и податливый
элемент 6. При этом динамические нагрузки на опору снижаются за счет амортизирующего действия
податливого элемента. При МРЗ происходит подвижка в ФПС и пиковые нагрузки на опору ограничиваются
силой трения в ФПС. Таким образом, происходит снижение расчетных нагрузок как при действии ПЗ, так и
при действии МРЗ.
Важной особенностью другого примера реализации является выполнение податливого элемента с
определенной жесткостью. В известном решении по по а.с. СССР МКИ E01D 19/04 №1162886 «Опорная часть
сооружения» жесткость податливой опорной части подбирается из условия
где k - собственная частота колебаний сооружения (опоры),
M - масса пролетного строения,
α - коэффициент, величина которого зависит от демпфирования и относительной массы пролетного строения.
Значения α детализированы авторами в Инструкции [7].
Использование указанной формулы оптимизирует снижение сейсмических нагрузок при ПЗ, но не
обеспечивает гашения при МРЗ, поскольку в известном решении собственный период колебаний опоры
изменяется в процессе накопления в ней повреждений.
В предлагаемом решении отсутствие повреждений опоры при ПЗ обеспечивается проскальзыванием
пролетного строения по ФПС и дополнительное гашение при ПЗ нецелесообразно. В связи с этим податливый
элемент выполняется с жесткостью, определяемой из формулы (2)
где k - парциальная частота колебаний пролетного строения на податливой опорной части (1/c),
α - коэффициент, зависящий от рассеяния энергии колебаний и характера воздействия (см. а.с. СССР E01D
1162886),
µ<1 - дополнительный коэффициент, учитывающий силу трения в ФПС F=Nf и уровень расчетного
воздействия А.
За счет подбора коэффициента µ обеспечивается противофазность колебаний опоры и пролетного строения
при воздействии с пиковыми ускорениями, равными А.
Другой вариант реализации изобретения направлен на улучшение работы сейсмоизолирующего устройства за
счет оптимизации конструкции ФПС. В известных решениях используется ФПС частей сооружений
«внахлестку», как показано на фиг.5. В процессе подвижки происходит скольжение на контакте головки болта
и листа соединения с соответствующим перекосом болта 17 (фиг.11). Это приводит к деформации болтов и
нестабильности работы соединения [8]. С целью повышения надежности работы фрикционно-подвижного
546

195.

болтового соединения при больших подвижках, соединение в заявленном изобретении выполнено в виде трех
групп стальных листов: первая группа листов жестко соединена с податливым элементом опорной части,
вторая жестко соединена с пролетным строением, а третья, в виде накладок соединена с первыми двумя
фрикционно-подвижным болтовым соединением. В рассматриваемом варианте к верхней пластине 18
податливого элемента жестко присоединен стальной лист 19 с овальными отверстиями, расположенный вдоль
возможных перемещений пролетного строения. В одной плоскости с ним расположен другой лист 20, жестко
соединенный с пролетным строением и также имеющий овальные отверстия. Листы соединены между собой
накладками 21, через которые пропущены высокопрочные болты 17. Соединение с накладками в одном из
листов сделано с меньшей силой трения (за счет обработки поверхности или натяжения болтов), чем в
соединении с другим листом, причем овальные отверстия в соединении с меньшим трением выполнены
меньшего размера (см. фиг.12 а) и б), где а - размер отверстий при меньшем коэффициенте трения (fтр), А при большем (Fтр)). Таким образом, податливый элемент соединен с пролетным строением с помощью
стыкового ФПС.
В процессе землетрясения первоначально трение в ФПС не преодолевается, и нагрузка с пролетного строения
передается на податливый элемент (фиг.12 а) и б)). С ростом взаимных смещений начинает преодолеваться
меньшая сила трения. При этом лист «выскальзывает» из накладок, а болт не деформируется. Такое движение
будет происходить до тех пор, пока лист не упрется краем овального отверстия в болт. После этого начнется
подвижка второго листа относительно накладок.
Предложенная конструкция позволяет также преодолеть недостаток известных конструкций, заключающийся
в неблагоприятном воздействии на опоры моста больших напряжений в рельсовом пути при
железнодорожной нагрузке. С целью исключения больших перемещений и напряжений в элементах проезжей
части при обычной эксплуатации податливые элементы выполняются с жесткостью определяемой по формуле
где Q - расчетная эксплуатационная нагрузка, а Ulim - предельное смещение пролетного строения.
В соответствии с СП «Мосты и трубы» величина Ulim принимается равной
см. Здесь L - величина
пролета в метрах. Исследования авторов, выполненные при обосновании применимости заявляемого решения,
показали, что можно принимать
, где смещение получается в см, а пролет задается в м.
В еще одном варианте осуществления изобретения предусмотрена установка параллельно с опорными
элементами на опорах демпферов, имеющих возможность перемещения в направлении возможных подвижек
жестких в вертикальном направлении опорных элементов, что позволяет уменьшить смещения в ФПС при
МРЗ и снижение усилий в податливом элементе при ПЗ.
Таким образом, очевидно, что применение составного сейсмоизолирующего устройства, один из элементов
которого представляет собой податливый в горизонтальном направлении элемент, снабженный ФПС,
позволяет в сочетании с реализованными разным образом вторыми элементами обеспечить повышение
надежности эксплуатации и срока службы строения, а также существенно повысить эффективность гашения
сейсмических колебаний опоры моста в любом заданном расчетном диапазоне.
Литература
1. Карцивадзе Г.Н. Сейсмостойкость дорожных искусственных сооружений / М., Траспорт, 1974, 260 с.
547

196.

2. Кузнецова И.О., Уздин A.M. Современные проблемы сейсмостойкости мостов. (По материалам 12-й
Европейской конференции. Лондон. Сентябрь, 2002), Сейсмостойкое строительство, №4, с.63-68
3. Skiner R.I., Robinon W.H., McVerry G.H. An introduction to seismic isolation. New Zealand. John Wiley & Sons.
1993, 353 p.
4. Елисеев O.H., Уздин A.M. Сейсмостойкое строительство, ПВИСУ, 1997, 371 с.
5. Савинов О.А. Сейсмоизоляция сооружений (концепция, принципа устройства, особенности расчета) //
Избранные статьи и доклады "Динамические проблемы строительной техники", Санкт-Петербург, Изд.
ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева, 1993, с. 155-178
6. Kelly J.M. Earthquake resistant design with rubber. Springer. 1997, 243 p.
7. Инструкция по оценке сейсмостойкости эксплуатируемых мостов на сети железных и автомобильных дорог
(на территории Туркменской ССР). - Ашхабад:Ылым, 1988. - 106 с.
8. Елисеев О.Н., Кузнецова И.О., Никитин А.А., Павлов В.Е., Симкин А.Ю., Уздин A.M. Элементы теории
трения, расчет и технология применения фрикционно-подвижных соединений. С-Петербург, ВИТУ, 2001, 75 с
Формула изобретения
1. Сейсмостойкий мост, включающий пролетные строения, опоры и соединенные с ними сейсмоизолирующие
устройства, отличающийся тем, что по меньшей мере одно сейсмоизолирующее устройство выполнено
составным и включает по меньшей мере два элемента, один из которых выполнен податливым в
горизонтальном направлении и снабжен фрикционно-подвижным болтовым соединением, состоящим из
пакета металлических листов, по меньшей мере один из которых жестко соединен с податливым в
горизонтальном направлении сейсмоизолирующим элементом и снабжен антифрикционным покрытием и
овальными отверстиями, через которые пропущены высокопрочные болты, с возможностью формирования
скользящей пары, причем натяжение болтов выполнено с обеспечением возможности ограничения силы
трения в ФПС не выше уровня предельно допустимой нагрузки на опору.
2. Сейсмостойкий мост по п.1, отличающийся тем, что скользящие пары ФПС выполнены с
антифрикционным покрытием, с возможностью исключения скольжения при проектных землетрясениях и
эксплуатационных нагрузках.
3. Сейсмостойкий мост по п.1, отличающийся тем, что элементы составного сейсмоизолирующего устройства
расположены соосно, причем податливые в горизонтальном направлении элементы соединены с опорой.
4. Сейсмостойкий мост по п.1, отличающийся тем, что элементы составного сейсмоизолирующего устройства
расположены соосно, причем податливые в горизонтальном направлении элементы соединены с пролетным
строением.
5. Сейсмостойкий мост по п.1, отличающийся тем, что по меньшей мере у одного составного
сейсмоизолирующего устройства оба элемента выполнены податливыми в горизонтальном направлении.
6. Сейсмостойкий мост по п.1-3, отличающийся тем, что один из элементов по меньшей мере одного
составного сейсмоизолирующего устройства выполнен жестким в горизонтальном направлении.
548

197.

7. Сейсмостойкий мост по п.1, отличающийся тем, что, дополнительно содержит по меньшей мере одно
сейсмоизолирующее устройство, выполненное опорным, с возможностью восприятия вертикальной нагрузки
от пролетного строения.
8. Сейсмостойкий мост по п.6, отличающийся тем, что элемент составного сейсмоизолирующего устройства
жесткий в горизонтальном направлении выполнен шарнирным.
9. Сейсмостойкий мост по п.6, отличающийся тем, что элемент составного сейсмоизолирующего устройства
жесткий в горизонтальном направлении выполнен в виде стаканной опорной части, с возможностью
восприятия опорной реакции.
10. Сейсмостойкий мост по любому из пп.1-5, 7-9 отличающийся тем, что оба элемента сейсмоизолирующего
устройства выполнены жесткими в вертикальном направлении с возможностью исключения вертикальных
перемещений сейсмоизолирующего устройства под нагрузкой.
11. Сейсмостойкий мост по п.10, отличающийся тем, что податливый в горизонтальном направлении элемент
сейсмоизолирующего устройства выполнен в виде столика из металлических стержней, закрепленных в
опорных плитах.
12. Сейсмостойкий мост по п.11, отличающийся тем, что стержни соединены с одной из опорных плит
шарнирно.
13. Сейсмостойкий мост по п.11 или 12, отличающийся тем, что стержни выполнены из стали.
14. Сейсмостойкий мост по п.1, отличающийся тем, что параллельно по меньшей мере с одним
сейсмоизолирующим устройством дополнительно установлен по меньшей мере один независимый опорный
элемент, соединенный с опорой и пролетными строениями, причем опорный элемент выполнен жестким в
вертикальном направлении и подвижным в горизонтальном, а пролетное строение снабжено упорами,
передающими горизонтальную нагрузку на сейсмоизолирующий в горизонтальном направлении элемент.
15. Сейсмостойкий мост по п.14, отличающийся тем, что сейсмоизолирующее устройство выполнено по
высоте меньше жесткого в вертикальном и подвижного в горизонтальном направлении опорного элемента, с
возможностью исключения передачи вертикальной нагрузки от пролетного строения на сейсмоизолирующее
устройство.
16. Сейсмостойкий мост по любому из пп.1-5, 7-9, 11, 12, 14 или 15, отличающийся тем, что
сейсмоизолирующее устройство выполнено с жесткостью С, определенной из условия обеспечения
возможности осуществления противофазных колебаний опоры и пролетного строения при проскальзывании
при наименьшей силе трения F соединения в системе фрикционно-подвижных соединений и снижения
нагрузок на опору при землетрясении с расчетным ускорением А, по формуле
C=α·k2·M µ(Nf,A),
где k - парциальная частота колебаний пролетного строения на податливой опорной части (с),
α - безразмерный коэффициент, зависящий от рассеяния энергии колебаний и характера воздействия,
µ - дополнительный коэффициент, учитывающий силу трения F в ФПС, определяемой из соотношения
F=Nf
N - сила обжатия листов пакета (Н),
f - коэффициент трения,
А - расчетное ускорение (м/с2).
17. Сейсмостойкий мост по п.1, отличающийся тем, что пакет металлических листов включает три группы
стальных листов, снабженных овальными отверстиями: первая из которых жестко соединена с податливым
549

198.

элементом и овал вытянут вдоль возможных перемещений пролетного строения, вторая жестко соединена с
пролетным строением, а третья выполнена в виде накладок, соединенных с листами первых двух групп
фрикционно-подвижным болтовым соединением, причем стальные листы ФПС, жестко соединенные с
податливым сейсмоизолирующим элементом и пролетным строением, расположены в одной плоскости.
18. Сейсмостойкий мост по п.17, отличающийся тем, что податливый сейсмоизолирующий элемент выполнен
с меньшей несущей способностью на горизонтальные нагрузки, чем опора, а пакет металлических листов
выполнен в виде каскада ФПС, состоящего из нескольких последовательно соединенных фрикционноподвижных соединений с различной силой трения между элементами соединения и размером овальных
отверстий.
19. Сейсмостойкий мост по п.18, отличающийся тем, что каскад стыковых ФПС включает по меньшей мере
три ФПС, причем сила трения по меньшей мере в одном из ФПС меньше, чем предельная упругая нагрузка на
податливый сейсмоизолирующий элемент, сила трения по меньшей мере в еще одном ФПС каскада
превосходит упругую предельную нагрузку на податливый сейсмоизолирующий элемент, но меньше
разрушающей нагрузки на этот элемент и расчетной нагрузки на опору, сила трения третьего ФПС меньше
разрушающей нагрузки на податливый сейсмоизолирующий элемент, но больше расчетной нагрузки на опору
и меньше разрушающей нагрузки на опору, причем овальные отверстия в соединении с меньшим трением
выполнены меньшего размера
20. Сейсмостойкий мост по любому из пп.17-19, отличающийся тем, что размеры овальных отверстий ФПС
выполнены с обеспечением возможности включения каскадов и предотвращения перекрытия последнего
зазора ФПС.
21. Сейсмостойкий мост по любому из пп.1-5, 7-9, 11, 14, 15 или 17-19, отличающийся тем, что податливый в
горизонтальном направлении сейсмоизолирующий элемент выполнен с жесткостью С, определенной из
условия обеспечения возможности исключения больших перемещений и напряжений в элементах проезжей
части при эксплуатации, по формуле
C=Q/Ulim,
где Q - расчетная эксплуатационная нагрузка (Н), а Ulim - предельное смещение пролетного строения (м).
22. Сейсмостойкий мост по любому из пп.1-5, 7-9, 11, 12 или 14 или 17-19, отличающийся тем, что на опоры
параллельно с сейсмоизолирующими элементами дополнительно установлены демпферы с возможностью
перемещения в направлении возможных подвижек пролетного строения.
550

199.

ФЛАНЦЕВОЕ СОЕДИНЕНИЕ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ЗАМКНУТОГО ПРОФИЛЯ 2413820 7
стр
551

200.

РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ
(19)
RU
(11)
2 413 820
(13)
C1
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
(51) МПК
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ СОБСТВЕННОСТИ,
ПАТЕНТАМ И ТОВАРНЫМ ЗНАКАМ
E04B 1/58 (2006.01)
(12) ОПИСАНИЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ К ПАТЕНТУ
Статус:не действует (последнее изменение статуса: 27.10.2014)
(21)(22) Заявка: 2009139553/03, 26.10.2009
(24) Дата начала отсчета срока действия патента:
26.10.2009
(72) Автор(ы):
Марутян Александр
Суренович (RU),
Першин Иван
Митрофанович (RU),
Павленко Юрий Ильич
(RU)
Приоритет(ы):
(22) Дата подачи заявки: 26.10.2009
(45) Опубликовано: 10.03.2011 Бюл. № 7
(56) Список документов, цитированных в отчете о поиске: КУЗНЕЦОВ В.В.
(73)
Металлические конструкции. В 3 т. - Стальные конструкции зданий и
Патентообладатель(и):
сооружений (Справочник проектировщика). - М.: АСВ, 1998, т.2. с.157, рис.7.6.
Марутян Александр
б). SU 68853 A1, 31.07.1947. SU 1534152 A1, 07.01.1990.
Суренович (RU)
Адрес для переписки:
357212, Ставропольский край, г. Минеральные Воды, ул. Советская, 90, кв.4,
Ю.И. Павленко
(54) ФЛАНЦЕВОЕ СОЕДИНЕНИЕ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ЗАМКНУТОГО ПРОФИЛЯ
(57) Реферат:
Изобретение относится к области строительства, в частности к фланцевому соединению растянутых
элементов замкнутого профиля. Технический результат заключается в уменьшении массы конструкционного
материала. Фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля включает концы стержней с
фланцами, стяжные болты и листовую прокладку между фланцами. Фланцы установлены под углом 30°
относительно продольных осей стержневых элементов. Листовую прокладку составляют парные опорные
столики. Столики жестко скреплены с фланцами и в собранном соединении взаимно уперты друг в друга. 7
ил., 1 табл.
552

201.

Предлагаемое изобретение относится к области строительства, а именно к фланцевым соединениям
растянутых элементов замкнутого профиля, и может быть использовано в монтажных стыках поясов
решетчатых конструкций.
Известно стыковое соединение растянутых элементов замкнутого профиля, включающее концы стержневых
элементов с фланцами, дополнительные ребра и стяжные болты, установленные по периметру замкнутого
профиля попарно симметрично относительно ребер (Металлические конструкции. В 3 т. Т.1. Общая часть.
(Справочник проектировщика) / Под общ. ред. В.В.Кузнецова. - М.: Изд-во АСВ, 1998. - С.188, рис.3.10, б).
Недостаток соединения состоит в больших габаритах фланца и значительном числе соединительных деталей,
что увеличивает расход материала и трудоемкость конструкции.
Наиболее близким к предлагаемому изобретению является монтажное стыковое соединение нижнего
(растянутого) пояса ферм из гнутосварных замкнутых профилей, включающее концы стержневых элементов с
фланцами, дополнительные ребра, стяжные болты и листовую прокладку между фланцами для прикрепления
стержней решетки фермы и связей между фермами (1. Металлические конструкции: Учебник для вузов / Под
ред. Ю.И.Кудишина. - М.: Изд. центр «Академия», 2007. - С.295, рис.9.27; 2. Металлические конструкции. В 3
т. Т.1. Элементы конструкций: Учебник для вузов / Под ред. В.В.Горева. - М.: Высшая школа, 2001. - С.462,
рис.7.28, в).
Недостаток соединения, как и в предыдущем случае, состоит в материалоемкости и трудоемкости монтажного
стыка на фланцах.
Основной задачей, на решение которой направлено фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого
профиля, является уменьшение массы (расхода) конструкционного материала.
Результат достигается тем, что во фланцевом соединении растянутых элементов замкнутого профиля,
включающем концы стержней с фланцами, стяжные болты и листовую прокладку между фланцами, фланцы
установлены под углом 30° относительно продольных осей стержневых элементов, а листовую прокладку
составляют парные опорные столики, жестко скрепленные с фланцами и в собранном соединении взаимно
упертые друг в друга.
Предлагаемое фланцевое соединение имеет достаточно универсальное техническое решение. Так, его можно
применить в монтажных стыках решетчатых конструкций из труб круглых, овальных, эллиптических,
прямоугольных, квадратных, пятиугольных и других замкнутых сечений. В качестве еще одного примера
использования предлагаемого соединения можно привести аналогичные стыки на монтаже элементов
конструкций из парных и одиночных уголков, швеллеров, двутавров, тавров, Z-, Н-,
U-, V-, Λ-, Х-, С-, П-образных и других незамкнутых профилей.
Предлагаемое изобретение поясняется графическими материалами, где на фиг.1 показано предлагаемое
фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля, вид сверху; на фиг.2 - то же, вид сбоку; на
фиг.3 - предлагаемое соединение для случая прикрепления элемента решетки, вид сбоку; на фиг.4 - фланцевое
соединение растянутых элементов незамкнутого профиля, вид сверху; на фиг.5 - то же, вид сбоку; на фиг.6 то же, при полном отсутствии стяжных болтов в наружных зонах незамкнутого профиля; на фиг.7 - расчетная
схема растянутого элемента замкнутого профиля с фланцем и опорным столиком.
Предлагаемое фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля 1 содержит прикрепленные с
помощью сварных швов цельнолистовые фланцы 2, установленные под углом 30° относительно продольных
осей растянутых элементов. С фланцами 2 посредством сварных швов жестко скреплены опорные столики 3.
553

202.

В выступающих частях 4 фланцев 2 и опорных столиков 3 размещены соосные отверстия 5, в которых после
сборки соединения на монтаже установлены стяжные болты 6.
Для прикрепления стержневого элемента решетки 7 в предлагаемом фланцевом соединении опорные столики
3 продолжены за пределы выступающих частей 4 фланцев 2 таким образом, что в них можно разместить
дополнительные болты 8, как это сделано в типовом монтажном стыке на фланцах.
В случае использования предлагаемого фланцевого соединения для растянутых элементов незамкнутого
профиля 9, соосные отверстия 5 во фланцах 2 и опорных столиках 3, а также стяжные болты 6 могут быть
расположены не только за пределами сечения (поперечного или косого) незамкнутого (открытого) профиля,
но и в его внутренних зонах. При полном отсутствии стяжных болтов 6 в наружных (внешних) зонах
открытого профиля 9 предлагаемое фланцевое соединение более компактно.
В фермах из прямоугольных и квадратных труб (гнутосварных замкнутых профилей - ГСП) углы примыкания
раскосов к поясу должны быть не менее 30° для обеспечения плотности участка сварного шва со стороны
острого угла (Металлические конструкции: Учебник для вузов / Под ред. Ю.И.Кудишина. - М.: Изд. центр
«Академия», 2007. - С.296). Поэтому в предлагаемом фланцевом соединении растянутых элементов
замкнутого профиля 1 фланцы 2 и скрепленные с ними опорные столики 3 установлены под углом 30°
относительно продольных осей. В таком случае продольная сила F, вызывающая растяжение элемента
замкнутого профиля 1, раскладывается на две составляющие: нормальную N=0,5 F, воспринимаемую
стяжными болтами 6, и касательную T=0,866 F, передающуюся на опорные столики 3. Уменьшение болтовых
усилий в два раза во столько же раз снижает моменты, изгибающие фланцы, а это позволяет применять для
них более тонкие листы, сокращая тем самым расход конструкционного материала. Кроме того, на
материалоемкость предлагаемого соединения позитивно влияют возможные уменьшение диаметров стяжных
болтов 6, снижение их количества или комбинация первого и второго.
Для сравнения предлагаемого (нового) технического решения с известным в качестве базового объекта
принято типовое монтажное соединение на фланцах ферм покрытий из гнутосварных замкнутых профилей
системы «Молодечно» (Стальные конструкции покрытий производственных зданий пролетами 18, 24, 30 м с
применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа «Молодечно». Серия 1.460.314. Чертежи КМ. Лист 44). Расход материала сравниваемых вариантов приведен в таблице, из которой видно,
что в новом решении он уменьшился в 47,1/26,8=1,76 раза.
Масса, кг
Наименование Размеры, мм Кол-во, шт.
Примеч.
1 шт. всех стыка
Фланец
300×300×30
2
21,2 42,4
Ребро
140×110×8
8
0,5* 4,0
47,1
Сварные швы (1,5%)
Известное решение
0,7
Фланец
300×250×18
2
10,6 21,2
Столик
27×150×8
2
2,6
5,2
26,8 Предлагаемое решение
554

203.

Сварные швы (1,5%)
0,4
*Учтена треугольная форма
Кроме того, здесь необходимо учесть расход материала на стяжные болты. В известном и предлагаемом
фланцевых соединениях количество стяжных болтов одинаково и составляет 8 шт. Если в первом из них
использованы болты М24, то во втором - M18 того же класса прочности. Тогда очевидно, что в новом
решении расход материала снижен пропорционально уменьшению площади сечения болта нетто, то есть в
3,52/1,92=1,83 раза.
Формула изобретения
Фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля, включающее концы стержней с фланцами,
стяжные болты и листовую прокладку между фланцами, отличающееся тем, что фланцы установлены под
углом 30° относительно продольных осей стержневых элементов, а листовую прокладку составляют парные
опорные столики, жестко скрепленные с фланцами и в собранном соединении взаимно упертые друг в друга.
555

204.

Опора сейсмостойкая
Е04Н9/02
РЕФЕРАТ
Опора сейсмостойкая предназначена для защиты объектов от
сейсмических воздействий за счет использования фрикционно
податливых соединений. Опора состоит из корпуса в котором
выполнено вертикальное отверстие охватывающее цилиндрическую
поверхность штока. В корпусе, перпендикулярно вертикальной оси,
выполнены отверстия в которых установлен запирающий
калиброванный болт. Вдоль оси корпуса выполнены два паза
шириной <Z> и длиной <l> которая превышает длину <H> от торца
корпуса до нижней точки паза, выполненного в штоке. Ширина паза в
штоке соответствует диаметру калиброванного болта. Для сборки
опоры шток сопрягают с отверстием корпуса при этом паз штока
совмещают с поперечными отверстиями корпуса и соединяют
болтом, после чего одевают гайку и затягивают до заданного усилия.
Увеличение усилия затяжки приводит к уменьшению зазора <Z>
556

205.

корпуса, увеличению сил трения в сопряжении корпус-шток и к
увеличению усилия сдвига при внешнем воздействии. 4ил.
Е04Н9/02
Опора сейсмостойкая
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.
557

206.

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.
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 верхней-штока, установленного с возможностью
перемещения вдоль общей оси и с возможностью ограничения
перемещения за счет деформации корпуса под действием запорного
элемента. В корпусе выполнено центральное отверстие, сопрягаемое с
цилиндрической поверхностью штока, и поперечные отверстия
(перпендикулярные к центральной оси) в которые устанавливают
запирающий элемент-болт. Кроме того в корпусе, параллельно
центральной оси, выполнены два открытых паза, которые обеспечивают
корпусу возможность деформироваться в радиальном направлении. В теле
558

207.

штока, вдоль центральной оси, выполнен паз ширина которого
соответствует диаметру запирающего элемента (болта), а длина
соответствует заданному перемещению штока. Запирающий элемент
создает нагрузку в сопряжении шток-отверстие корпуса, а продольные
пазы обеспечивают возможность деформации корпуса и «переход»
сопряжения из состояния возможного перемещения в состояние
«запирания» с возможностью 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.
Опора сейсмостойкая состоит из корпуса 1 в котором выполнено
вертикальное отверстие диаметром «D», которое охватывает
цилиндрическую поверхность штока 2 предварительно по подвижной
посадке, например H7/f7. В стенке корпуса перпендикулярно его оси,
выполнено два отверстия в которых установлен запирающий элементкалиброванный болт 3. Кроме того, вдоль оси отверстия корпуса,
выполнены два паза шириной «Z» и длиной «l». В теле штока вдоль оси
выполнен продольный глухой паз длиной «h» (допустмый ход штока)
соответствующий по ширине диаметру калиброванного болта,
проходящего через этот паз. В нижней части корпуса 1 выполнен фланец с
отверстиями для крепления на фундаменте, а в верхней части штока 2
выполнен фланец для сопряжения с защищаемым объектом. Сборка
опоры заключается в том, что шток 2 сопрягается с отверстием «D»
корпуса по подвижной посадке. Паз штока совмещают с поперечными
отверстиями корпуса и соединяют калиброванным болтом 3, с шайбами 4,
на с предварительным усилием (вручную) навинчивают гайку 5, скрепляя
шток и корпус в положении при котором нижняя поверхность паза штока
контактирует с поверхностью болта (высота опоры максимальна). После
этого гайку 5 затягивают тарировочным ключом до заданного усилия.
Увеличение усилия затяжки гайки (болта) приводит к деформации корпуса
559

208.

и уменьшению зазоров от «Z» до «Z1» в корпусе, что в свою очередь
приводит к увеличению допустимого усилия сдвига (усилия трения) в
сопряжении отверстие корпуса – цилиндр штока. Величина усилия трения в
сопряжении корпус-шток зависит от величины усилия затяжки гайки
(болта) и для каждой конкретной конструкции (компоновки, габаритов,
материалов, шероховатости поверхностей, направления нагрузок и др.)
определяется экспериментально. При воздействии сейсмических нагрузок
превышающих силы трения в сопряжении корпус-шток, происходит сдвиг
штока, в пределах длины паза выполненного в теле штока, без разрушения
конструкции.
Формула на изобретение опора сейсмостойкая Е04Н9
Опора сейсмостойкая, содержащая корпус и сопряженный с ним подвижный узел
(ФПС - фрикционно -подвижное соединение) закрепленный запорным элементом
отличающийся тем, что в корпусе выполнено центральное вертикальное отверстие,
сопряженное с цилиндрической поверхностью штока, при этом шток зафиксирован
запорным элементом, выполненным в виде калиброванного болта, проходящего
через поперечные отверстия корпуса и через вертикальный паз, выполненный в теле
штока и закрепленный гайкой с заданным усилием, кроме того в корпусе,
параллельно центральной оси, выполнено два открытых паза длина которых, от
торца корпуса, больше расстояния до нижней точки паза штока.
сейсмоизолирующие стальные или фибробетонная податливые Х–образные
(возможны варианты: крестовидная, трубчатая, стаканообразная, П-образная
составная) демпфирующая опора с фрикционно- подвижными соединениями (см.
изобретение №TW201400676 Е04В1/98; F16F15/10, Тайвань,
http://worldwide.espacenet.com/publicationDetails/mosaics?CC=TW&NR=201400676A&K
C=A&FT=D&ND=3&date=20140101&DB=EPODOC&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
560

209.

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 Побразных элементов) либо стаканчатаго-трубного вида с фрикционно - подвижными
болтовыми соединениями.
В результате взрыва, вибрации при землетрясении происходит перемещение
(скольжение) фрагментов фрикционно-подвижного соединения ( ФПС) опоры
(фрагменты опоры скользят по продольному овальному отверстию опоры), происходит поглощение за счет трения сейсмической, ветровой, взрывной нагрузки, что
позволяет перемещаться 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.
561

210.

562

211.

563

212.

564

213.

565

214.

566

215.

Материалы научного сообщения, изобретения, специальные технические условия, альбомы , чертежи,
Приведем анализ причин обрушения транспортной
галереи горно обогатительной фабрики Норильск, в числе которых
конструктивные недоработки, низкая хладостойкость стали,
некачественные сварные швы, воздействие момента от перегрузки снегом,
динамические воздействия от транспортной галереи, коррозия металла,
разрушение сварных узлов , крепление от переохлаждение металла из
морозов, отсутствие фланцевых фрикционно –подвижных соединений в
рамных узлах на основе демпфирующей спиральной сейсмоизоляции с
лабораторные испытания : о
использованием изобретения номер 165076 «Опора сейсмостойкая» с применением
фрикционно –подвижных болтовых соединений для обеспечение сейсмостойкости
сооружений из опыта Армении дтн Микаела Мелкумяна на резино-металлической
сейсмоизоляции, предназначенных для сейсмоопасных районов с сейсмичностью до 9
баллов, на основе изобретений проф дтн ПГУП А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 165076
«Опора сейсмостойкая», 154505 «Панель противовзрывная», № 2010136746 «Способ защиты зданий и
сооружений при взрыве с использованием сдвигоустойчивых и легко сбрасываемых соединений ,
использующие систему демпфирования фрикционности и сейсмоизоляцию для поглощения взрывной и
сейсмической энергии» , хранятся на кафедре металлических и деревянных конструкций 190005, СанктПетербург, 2-я , Красноармейская ул., д. 4, СПб ГАСУ у заведующий кафедрой металлических и деревянных
конструкций , дтн проф ЧЕРНЫХ Александр Григорьевич строительный факультет [email protected]
[email protected] [email protected]
[email protected] [email protected]
[email protected] (921) 962-67-78, (996) 798-26-54, (999) 535-47-29
Президент организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ Х.Н.Мажиев ИНН 201400780 ОРГН 1022000000824
Подтверждение компетентности организации «Сейсмофонд» при СПб
ГАСУ https://pub.fsa.gov.ru/ral/view/13060/applicant
567

216.

Restraint anti-wind and anti-seismic friction damping device
568

217.

Ссылка на эту страницу
TW201400676 (A) - Restraint anti-wind and anti-seismic friction damping
device
Изобретатель(и):
CHANGCHIEN JIA-SHANG [TW] +
Заявитель(и):
CHANGCHIEN JIA-SHANG [TW] +
- международной (МПК): E04B1/98; F16F15/10
Индекс(ы) по классификации:
- cooperative:
Номер заявки:
TW20120121816 20120618
Номера приоритетных
документов:
TW20120121816 20120618
TW201400676 (A) ― 2014-01-01
569

218.

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
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.
570

219.

0676 (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 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.
571

220.

572

221.

573

222.

574

223.

575

224.

576

225.

577

226.

578

227.

579

228.

580

229.

581

230.

582

231.

583

232.

584

233.

585

234.

586

235.

587

236.

588

237.

589

238.

590

239.

591

240.

592

241.

Методы натяжения высокопрочных болтов ОТРАСЛЕВОЙ СТАНДАРТ
КОНСТРУКЦИИ СТРОИТЕЛЬНЫЕ СТАЛЬНЫЕ. МОНТАЖНЫЕ
СОЕДИНЕНИЯ НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ
Типовой технологический процесс ОСТ 36-72-82
Приказом Министерства монтажных и специальных строительных работ СССР от 7 декабря 1982 г. срок
введения установлен с 1 июля 1983 г.
УТВЕРЖДЕН И ВВЕДЕН В ДЕЙСТВИЕ ПРИКАЗОМ Министерства монтажных и специальных строительных
работ СССР от 7 декабря 1982 г., № 267
Исполнители: ВНИПИ Промстальконструкция
К.И. Лукьянов, к.т.н., А.Ф. Княжев, к.т.н., Г.Н. Павлова
Соисполнители: ЦНИИ Проектстальконструкция
Б.Г. Павлов, к.т.н., В.В. Волков, к.т.н., В.М. Бабушкин
МАДИ
Б.М. Вейнблат, к.т.н
1. Натяжение высокопрочных болтов по моменту закручивания
1.1. Натяжение высокопрочных болтов на проектное усилие следует производить затяжкой гаек
динамометрическим ключом до расчетной величины момента закручивания. Величина момента
закручивания Мз, необходимого для натяжения высокопрочных болтов, определяется по формуле:
Мз = kPd,
k - среднее значение коэффициента закручивания для каждой партии болтов по сертификату или
устанавливаемое с помощью контрольных приборов на монтажной площадке;
Р - усилие натяжения болта, заданное в чертежах КМ и КМД;
d - номинальный диаметр болта.
1.2. Для предварительной затяжки гаек следует применять пневматические или электрические гайковерты,
указанные в рекомендуемом приложении 4, и динамометрические ключи.
Натяжение болтов с помощью гайковертов рекомендуется производить до 50-90% проектного усилия с
последующей дотяжкой динамометрическими ключами.
593

242.

1.3. При натяжении болта головку или гайку следует придерживать от проворачивания монтажным
гаечным ключом. Если проворачивание по мере натяжения болта не прекращается, то болт и гайку
необходимо заменить.
1.4. Момент закручивания следует регистрировать в процессе движения ключа по направлению,
увеличивающему натяжение.
Затяжку следует производить плавно, без рывков.
1.5. Динамометрические ключи должны быть пронумерованы и протарированы. Их следует подвергать
тарировке в начале смены.
2. Натяжение высокопрочных болтов по углу поворота гайки
2.1. В отверстия, свободные от сборочных пробок, должны быть установлены высокопрочные болты и
затянуты гайковертом, отрегулированным на момент закручивания 800 Н м. Затяжку каждого болта
необходимо производить до прекращения вращения гайки. После удаления сборочных пробок и замены их
болтами последние должны быть затянуты на момент закручивания 800 Н м.
2.2. Для контроля угла поворота гаек необходимо на них и выступающие концы болтов нанести метки
совмещенным кернером (см. черт.) или краской.
Совмещенный кернер
1 - кернер; 2 - гайка; 3 - высокопрочный болт; 4 - пакет
2.3. Окончательную затяжку производят гайковертом, отрегулированным на момент закручивания 1600 Н
м, при этом гайка должна повернуться на угол, указанный в таблице.
Число зазоров в пакете
Толщина пакета, мм
Угол поворота, град
1
20-75
60
594

243.

2
20-125
90
3
30-140
150
3. Тарировка гайковертов по углу поворота гайки
3.1. Тарировку гайковертов следует выполнять на специальном тарировочном пакете, состоящем из трех
тел с количеством отверстий не менее 20.
В отверстия тарировочного пакета вставляют высокопрочные болты и затягивают их гайковертом до
момента прекращения вращения гайки. Группу болтов (тарировочные болты) в количестве не менее 5 шт. не
затягивают.
Тарировочные болты должны быть затянуты вручную монтажным ключом с длиной рукоятки 0,3 м до
отказа (исходное положение).
3.2. На подготовленных тарировочных болтах производят тарировку гайковерта.
3.3. Давление сжатого воздуха устанавливают таким, чтобы при повороте гайки на угол 180±30° из
исходного положения наступал отказ гайковерта.
Давление воздуха необходимо периодически проверять.
Контроль давления воздуха следует осуществлять по манометру ГОСТ 2405-72, установленному в месте
подключения шланга гайковерта к магистрали.
3.4. При тарировке гайковерта (для наблюдения за углом поворота гайки) на его сменную головку должны
быть нанесены риски.
3.5. Гайковерт считают оттарированным, если угол поворота гайки в процессе натяжения всех болтов в
момент отказа гайковерта равен 180±30°.
3.6. Результаты тарировки гайковерта необходимо занести в журнал тарировки гайковертов (см.
обязательное приложение 8).
3.7. В случае изменения давления сжатого воздуха после устранения неисправности в гайковерте
необходимо произвести контрольную тарировку.
Ключевые слова : косой компенсатор, фрикционно-демпфирующаяся
сейсмоизоляция, демпфирующая сейсмоизоляция; фрикционно –
демпфирующие сейсмоопоры: демпфирование; сейсмоиспытания:
динамический расчет , фрикци-демпфер, фрикци –болт , реализация ,
расчета , прогрессирующее, лавинообразное, обрушение, вычислительны,
комплекс SCAD Office, обеспечение сейсмостойкости, магистральные,
технологические, трубопроводов, н
УДК 699.841(571.53)
595

244.

Научные консультанты авторы применения фрикционно- подвижных болтовых соединений
для
обеспечение и повышение вибростойкости для северных условия с минусовой температурой для галереи,
цехов горно –обогатительной фабрики Норильск
Президент организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ , ученый секретарь кафедры ТСМиМ СПбГАСУ
/ Х.Н.Мажиев/
Зам.руководитель ИЦ «СПбГАСУ» ученый секретарь кафедры ТСМиМ,ктн, доцент
Проф дтн, строительный факультет ,кафедра ТСМиМ
/И.У.Аубакирова /
/Ю.М.Тихонов/
Исполнитель : инженер-патентовед, инженер-механик , ученый секретарь кафедры ТСМиМ СПб ГАСУ
Е.И.Андреева (921) 962-67-78 [email protected] [email protected] [email protected]
Подтверждение компетентности организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ
https://pub.fsa.gov.ru/ral/view/13060/applicant
Литература
1. Сабуров В.Ф. Закономерности усталостных повреждений и
разработка методов расчетной оценки долговечности подкрановых путей
производственных зданий. Автореферат диссертации докт. техн. наук. ЮУрГУ, Челябинск, 2002. - 40 с.
2. Подкрановые конструкции. Патент 2067075. Россия МКИ В 66 С 7/00,
18.10.93. Бюл.№27, 1997.
3. Нежданов К.К., Туманов В.А., Нежданов А.К., Карев М.А. Патент
России. RU №2192383 С1 (Заявка №2000 119289/28 (020257),
Подкрановая транспортная конструкция. Опубликован 10.11.2002.
1. "СПОСОБ ЗАЩИТЫ ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ ПРИ ВЗРЫВЕ С
ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ
СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ
И
ЛЕГКОСБРАСЫВАЕМЫХ
СОЕДИНЕНИЙ,
ИСПОЛЬЗУЮЩИЕ
СИСТЕМУ
ДЕМПФИРОВАНИЯ
ФРИКЦИОННОСТИ
И
СЕЙСМОИЗОЛЯЦИЮ
ДЛЯ
ПОГЛОЩЕНИЯ
ВЗРЫВНОЙ
И
СЕЙСМИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ" № 2010136746 E 04 C 2/09 Дата
опубликования 20.01.2013
596

245.

2. Патент на полезную модель
10.10.2016 Б.л 28
№ 165 076 " Опора сейсмостойкая"
3. Патент на полезную модель № 154506 "Панель противовзрывная"
27.08.2015 бюл № 28
4.Изобретение № 1760020 "Сейсмостойкий фундамент" 07.09.1992
5. Изобретение № 1011847 "Башня" 30.08.1982
6. Изобретение № 1038457 "Сферический резервуар" 30.08.1982
7. Изобретение № 1395500 "Способ изготовления ячеистобетонных
изделий на пористых заполнителях" 15.05.1988 8. Изобретение № 998300
"Захватное устройство для колонн" 23.02.1983
9. Захватное устройство сэндвич-панелей № 24717800 опуб 05 05.2011
10. Стена и способ ее возведения № 1728414 опул 19.06.1989
11. Заявки на изобретение № 20181229421/20(47400) от 10.08.2018 «Опора
сейсмоизолирующая «гармошка». Используется Японии.
12. Заявки на изобретение № 2018105803/20 (008844) от 11.05.2018
«Антисейсмическое фланцевое фрикционно-подвижное соединение для
трубопроводов» F 16L 23/02 ,
13. Заявка на изобретение № 2016119967/20 ( 031416) от 23.05.2016
«Опора сейсмоизолирующая маятниковая» E04 H 9/02.
1.. Журнал «Сельское строительство» № 9/95 стр.30 «Отвести
опасность»
2. Журнал «Жилищное строительство» № 4/95 стр.18 «Использование
сейсмоизолирующего пояса для существующих зданий», 3.
Журнал «Жилищное строительство» № 9/95 стр.13 «Сейсмоизоляция
малоэтажных жилых зданий»,
4. Журнал «Монтажные и специальные работы в строительстве» №
4/95 стр. 24-25 «Сейсмоизоляция малоэтажных зданий»,
5. Российская газета от 26.07.95 стр.3 «Секреты сейсмостойкости».
6. Российская газета от 11.06.95 «Землетрясение: предсказание на
завтра»
8. Газета «Грозненский рабочий» № 5 февраль 1996 «Честь мундира
или сэкономленные миллиарды»,
9. «Голос Чеченской Республики» 1 февраль 1996 «Башни и баллы» 10.
Республика ЧР № 7 август 1995 «Удар невиданной звезды или через
597

246.

четыре года».
11. Газета «Земля России» за октябрь 1998 стр. 3 «Уникальные
технологии возведения фундаментов без заглубления –
дом на
грунте. Строительство на пучинистых и просадочных грунтах»
12. Газета «Земля России» № 2 ( 26 ) стр. 2-3 « Предложение ученых
общественной организации инженеров «Сейсмофонд» –
Фонда
«Защита и безопасность городов» в области реформы ЖКХ.
13. Журнал «Жизнь и безопасность « № 3/96 стр. 290-294
«Землетрясение по графику» Ждут ли через четыре года планету
«Земля глобальные и разрушительные потрясения «звездотрясения»
14. Журнал «Монтажные и специальные работы в строительстве» №
11/95 стр. 25 «Датчик регистрации электромагнитных
волн,
предупреждающий о землетрясении - гарантия сохранения вашей
жизни!» и другие зарубежные научные издания и
журналах за
1994- 2004 гг. С брошюрой «Как построить сейсмостойкий дом с
учетом народного опыта сейсмостойкого строительства горцами
Северного
Кавказа сторожевых башен» с.79 г. Грозный –1996.
в ГПБ им Ленина г. Москва и РНБ СПб пл.
Островского, д.3 .
Сейсмические требования к стальному каркасу в США STAR SEISMIC USA или новые конструктивные
решения антисейсмических демпфирующих связей Кагановского
Виброзащита для Севера галереи цеха на горно обогатительном КАРКАСа фабрики Нориск с
ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ фланцевых фрикционных компенсаторов Кагановского (Украина)
Seismic demands on steel braced frame bu Seismic_demands_on_steel_braced_frame_bu
https://ru.scribd.com/document/489003023/Seismic-Demands-on-Steel-Braced-Frame-Bu-1
https://ppt-online.org/846004
https://yadi.sk/i/D6zwaIimCrT5JQ
http://www.elektron2000.com/article/1404.html
Новое конструктивное решение антисейсмической
демпфирующей связи Кагановского от воздействия
вибрации крышки турбины
Редактор представляет:
598

247.

Автор прислал статью, опубликованную в Киевском специальном издании меньше года
назад. По двум причинам решил поставить ее и на наш сайт:
1. Остроумное (на мой взгляд) решение в области строительных конструкций может
стимулировать появление нестандартных мыслей и в других областях знаний.
2. В нашей сейсмической зоне распространение информации об антисейсмических
конструктивных решениях может (не исключено!) дать и практический результат.
Электрон Добрускин,
редактор
В мировой практике строительства идет поиск новых эффективных конструктивных решений
укрепления зданий и сооружений при землетрясениях. На проходившей в Киеве в сентябре 2010
года V1 международной научно-технической конференции по строительным конструкциям
обсуждался доклад представителя фирмы “STAR SEISMIC” о противодействии сейсмике в районах с
повышенной сейсмичностью путем применения антисейсмических демпфирующих стержней в виде
связей, которые устанавливаются наклонно между колоннами [1].
Рис 1
Эта связь состоит из стального кожуха прямоугольного поперечного сечения, заполненного
бетоном (рис.1). По продольной оси в бетоне имеется сквозное отверстие, в котором свободно
расположен сердечник в виде стальной полосы. По торцам связи расположены манжеты
соединенные сваркой с сердечником. Кожух может свободно перемещаться относительно торцевых
манжет. Эти манжеты обеспечивают шарнирное или сварное крепление к колоннам. От
599

248.

воздействия сейсмической знакопеременной нагрузки в связях возникают переменные усилия
сжатия и растяжения.
В процессе растяжения происходит упругая деформация стали сердечника ограниченная
напряжением до предела пропорциональности. При этом, например, для низколегированной стали
относительное удлинение равно 0,1%, для связи длиной 10 метров удлинение сердечника равно 10
мм. При удлинении сердечника происходит демпфирование (поглощение энергии) за счет
превращения кинетической энергии в тепловую энергию.
При сжатии сердечник, изгибаясь, контактирует с бетоном. При этом продольную
устойчивость связи обеспечивает кожух. В таком конструктивном решении в связи происходит,
ограниченное пределом пропорциональности и соответственно с небольшим удлинением,
малоэффективное демпфирование за счет упругой деформации сердечника при повышенной
материалоемкости и сложности изготовления связи. Это конструктивное решение
антисейсмических демпфирующих связей нашло широкое применение в различных странах
Америки, Европы и Азии (рис.2 – 5).
Рис 2
Рис 3
600

249.

Рис 4
Рис. 5
В результате поиска новых конструктивных решений автором статьи разработано новое
конструктивное решение антисейсмической демпфирующей связи, в котором за счет применения
других элементов и их взаимодействия достигается более эффективное демпфирование путем
сухого трения элементов связи, а также снижение материалоемкости и повышение технологичности
изготовления (рис.6 - 8).
601

250.

Рис 6
Рис 7
602

251.

Рис 8
Антисейсмическая демпфирующая связь состоит из двух трубчатых ветвей прямоугольного
поперечного сечения расположенных параллельно с определенным зазором. Эти ветви шарнирно
соединены поперечными листовыми пластинами через шайбы, приваренные к ветвям связи. В
каждой шайбе имеется резьбовое отверстие для болта, а в листовой пластине два отверстия, через
которые проходят болты. Между шайбой и пластиной может быть установлена фрикционная
прокладка. Пластины устанавливаются в двух противоположных поверхностях связи. Такое
податливое болтовое соединение, в котором внешние усилия сжатия или растяжения
воспринимаются вследствие сопротивления сил трения, возникающие по контактным плоскостям
соединяемых элементов от предварительного натяжения болтов. Каждая ветвь одним
противоположным концом крепится к колоннам при помощи отдельно изготовленной вилки,
состоящей из двух изогнутых фасонок, соединенных поперечным и продольным ребрами жесткости.
Эти вилки привариваются к скошенным торцам ветвей связи. Торец противоположной части ветви
заварен листовой заглушкой. Такое конструктивное решение способствует плавному переходу
силового потока от ветви к шарниру без концентрации напряжения.
Демпфирование в связи происходит за счет сухого трения между листовыми пластинами и
шайбами через фрикционные прокладки, соединенные болтами, обеспечивающими упругую
податливость при повороте пластин. Зазор между ветвями связи определяется возможной
величиной амплитуды колебания объекта. Количество устанавливаемых листовых пластин
определяется необходимым уровнем демпфирования. Исходное рабочее положение пластин – под
прямым углом к продольной оси ветвей связи.
От знакопеременных усилий, воздействующих на связь, происходит взаимное продольное
смещение ее ветвей до продольного соприкосновения их граней. При этом пластины от силы сжатия
в связи поворачиваются в одну, а при растяжении в противоположную сторону. При сухом трении
603

252.

соприкасающихся поверхностей шайб с листовыми пластинами происходит демпфирование, то есть
превращение кинетической энергии в тепловую энергию.
Натяжение между трущимися частями регулируется высокопрочными болтами. Продольная
устойчивость связи при сжатии обеспечивается совместной жесткостью двух трубчатых ветвей. За
счет большого количества мест соприкосновения трубчатых ветвей с поперечными пластинами и
необходимого количества связей, происходит значительное поглощение и рассеивание энергии.
Причем демпфирование происходит как при сжатии, так и при растяжении. При продольном
соприкосновении граней трубчатых ветвей от знакопеременных усилий, связи работают на передачу
ослабленных демпфированием усилий на фундаменты.
От высокого уровня поглощения и рассеивания кинетической энергии при демпфировании в
значительной степени снижается сейсмическая нагрузка и амплитуда колебания, что в свою
очередь снижает материалоемкость (металлоемкость) и общую стоимость зданий и сооружений,
обеспечивая их защиту при землетрясениях. Конструктивное решение связи позволяет настраивать
связь на необходимый уровень демпфирования путем установки необходимого количества
листовых пластин и количества связей на объекте.
Кроме того, за счет установки необходимого зазора между ветвями связей, можно
настраивать связь на необходимую амплитуду колебания. Антисейсмические демпфирующие связи
устанавливаются наклонно между колоннами и стойками металлических или железобетонных
каркасов зданий или сооружений, причем верхнее крепление связи может быть к средней части
балки перекрытия (рис.9 - 11). Антисейсмические демпфирующие связи технологичны в
изготовлении и монтаже.
Рис 9
604

253.

Рис 10
605

254.

Рис 11
Антисейсмические демпфирующие связи могут быть использованы:
1.
При транспортных галерей Норильск строительстве зданий и сооружений в районах
с повышенной сейсмичностью с металлическим и железобетонным каркасоми .
2.
В существующих и вновь проектируемых транспортных галерей .
3.
В пункта перегрузки руды от воздействия ветровых нагрузок.
4.
Для крепления эксплуатируемого оборудования и агрегатов электростанций, в том
числе атомных, от сейсмических нагрузок и взрывов.
5.
Для транспортных галерей горно –обогатительной
фабрики Норильск .
6.
Для крепления оборудования и агрегатов морских кораблей при продольной и
поперечной качке.
7.
Для крепления и усиление стальных колонн над транспортной галереи горной
фабрики Норильск .
Источник информации
[1] http: //www.starseismic.eu , краткое описание.
606