автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Экспериментально-теоретическое исследование и совершенствование методов проектирования болтовых монтажных соединений стальных строительных конструкций

ЦЕНТРАЛЬНЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ И ПРОЕКТНЫЙ ИНСТИТУТ СТРОИТЕЛЬНЫХ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИИ им. Н. П. МЕЛЬНИКОВА

ЦНИИПРОЕКТСТАЛЬКОНСТРУКЦИЯ им. МЕЛЬНИКОВА

" *ч

На правах рукописи

КАЛЕ НО В Владимир Викторович

УДК 624.078.46.04

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНО-ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ ПРОЕКТИРОВАНИЯ БОЛТОВЫХ МОНТАЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СТАЛЬНЫХ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

Специальность 05.23.01 — Строительные конструкции, здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва — 1995 г.

Работа выполнена в научно-исследовательском и проектном .институте Прометальконструкция

Официальные оппоненты:

— доктор технических наук,

профессор Гладштейн Леонид Исакович

— доктор технических наук,

профессор Трофимов Виктор Иванович

— доктор технических наук,

профессор Филиппов Василий Васильевич

Ведущее предприятие:

-АП Проектный институт Днепрлроектстальконструкция

Защита состоится . 1995 года в 10 часов

на заседании днссерт^ционног» совета Д 033.12.01 по специальности 05.23.01 «Строительные конструкции, здания и сооружения» при ЦНИИПроектстальконструкция им. Мельникова по адресу: 117393, Москва, ул. Архитектора Власова, 49.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке института.

Автореферат разослан 1995 года.

Ученый секретарь диссертационного совета, .

кандидат технических! наук р!п} ®олкова

ОЫЦЛЯ ХАРАКТЕРИСТИКА i'M.OTU

Актуальность. Объемы изготовления и мошйжя стальных сtрои-icjibiii.ix конструкций, начиная с середины 70-х тдоп «плоть до 1990 г., оставались практически неизменными — около 4,2-4,6 млн. тонн в тод, причем доля Российской Федерации составляла 3,2-3,5 млплопп. Несмотря на резкое сокращение капитального строительства начиная с 1991 юда, объемы изготовления и монтажа стальных строительных конструкций в России оставались весьма внушительными и сопоставимыми с аналогичными объемами ведущих зарубежных стран, включая С'ШЛ. Стальные конструкции каркасов одно- и многоэтажных зданий п сооружений являются наиболее массовыми — их металлоемкость составляет не менее 60% от общей массы строительных металлоконструкций. Поэтому очевидно, что создание и совершенствование конструктивных форм стальных каркасов одно- и многоэтажных зданий и сооружений с целью повышения их монтажной и заводской технологичности, под которой понимается совокупность качеств и свойств конструкции, обеспечивающих: снижение металлоемкости при сохранении высокой эксплуатационной надежности; минимальную стоимость м трудоемкость изготовления и монтажа; сокращение сроков строительства - является важной народнохозяйственной задачей.

Одно из направлений решения этой задачи совершенствование и внедрение монтажных соединений минимальной трудоемкости и стоимости. Известно, что начиная с 50-х годов сварные соединения в силу своей универсальности стали доминирующим видом соединений сталь-пых конструкций, полностью вытеснив соединения на заклепках, успешно применявшихся в металлостронтельстве более ста лег. Однако п середине 70-х годов в связи с резким увеличением объемов стальных конструкций одно- и многоэтажных зданий стало очевидным, что сварные монтажные соединения перестали отвечать современным критериям технологичности этих конструкций. Действительно, вследствие особенностей конструкций стальных каркасов одно- н многоэтажных зданий к технологии выполнения сварных соединений в условиях монтажа рабочее время сварщиков используется крайне нерационально и производственные организации вынуждены держать значительный штат высококвалифицированных сварщиков — до 20% от общей численности монтажников. Например, в бывшей Главстальконструкцня Минмонтаж-сиспстроя СССР, производственные организации которой осуществляли монтаж 20-25% всего объема стальных конструкций страны, численность сварщиков достигала до 4,5 тыс. человек. При этом трудоемкость выполнения сварных монтажных соединении составляла, в зависимости от вида конструктивных элементов, от 55 до 70 "о от всей трудоемкости монтажа этих элементов. Поэтому максимальное исключение сварных соединений в стальных конструкциях одно- н многоэтажных зданий с заменой их па

более эффективные, как по трудоемкости, так и по стоимости при сохранении высокой эксплуатационной надежности являегся одной in наиболее важных и актуальных проблем металлостроительсгва как в нашей стране, так к за рубежом.

Как показали mhoi счисленные технико-экономические исследования, на современном лапе развития металлостроигельства к таким соединениям, как наиболее полно отвечающим критериям технологичности стальных конструкций одно- п многоэтажных здании, относимся болтовые и, в первую очередь, фланцевые, срезные и фрикционно-срезные. )ш типы болтовых соединений опшчаются от сварных существенно меньшей трудоемкост ью и простотой 1е.хнологии, не требующей монтажников высокой квалификации, делают возможным превращение монтажной площадки в своеобразный сборочный цех, в котором сборка осуществляйся в один этап при гарашпронаином высоком качестве монтажных paöoi, основу которой создают стационарные заводские условия изготовления конструкций.

Впервые проблема замены сварных соединений элеменюв стальных конструкций одно- и мноюлажных зданий на более эффективные болтовые была поставлена академиком Мельниковым H.H. в конце 70-х годов. Постановка проблемы имела вполне определенные предпосылки для ее практического решения: создание и освоение отечественного производства метизов повышенной и высокой прочности для мегаллостроительства; наличие существенною положительного опыта применения фрикционных соединений на основе создания надежных методов расчста и постоянно совершенствующейся технологии натяжения высокопрочных болтов; оснащение заводов изготовителей стальных конструкций современными станками, в i.ч. с ЧПУ, обеспечивающими высокую точность и качество ini отопления конструкции с болтовыми соединениями.

Одним из основных сдерживающих факторов решения ной проблемы явилось отсутствие необходимой и достаточной информации о действительном поведении наиболее эффективных болтовых монтажных соединений: фланцевых, срезных и фрикционно-срезных и, как следствие этого, отсутствие современных методов их расчета, адекватно отражаю-щил реальное поведение соединении, рекомендаций по проектированию и областям рационально! о применения, соответствующих проектных разработок, а также нормашвно-техпической документации но изготовлению и мошажу конструкций с этими типами болтовых соединений.

Ошм и обуславливается актуальность и необходимость проведенных автором исследований и решения научной проблемы создания рас-четночеорегической базы нроектрованпя, изготовления и мотажпой сборки бол юных соединений, обеспечивающей максимальную реализацию эффективности мри высокой степени эксплуатационной надежности и необходимые условия для их массового применения в стальных каркасах одно- и мноюлажных зданий и сооружений.

Целыо диссертации является комплексное эксиернмснга.тыю-теоре-тмчсское исследование малотрудоемкмх болтовых соединений элементов стальных каркасов одно- и многоэтажных зданий и создание научных основ их массового применения, включающие:

- исследование действительного поведения моделей и натурных фланцевых соединений элементов открытою и замкнутою профилей при растяжении, изгибе и совместном действии изгиба и растяжения в статическом и циклическом режимах шгружения и выявление взаимосвязи между основными геометрическими параметрами и напряженно-деформированным состоянием фланцев, болтов и присоединяемых элементов. Обоснование предельного состояния и необходимых условий изготовления и монтажа, обеспечивающих максимальную эффективность и эксплуатационную надежность соединений. Разработка численных с применением персональных ЭВМ и инженерных методов расчета прочности и деформативности фланцевых соединений, в том числе для изгибаемых элементов — с учетом реальной изгибной жесткости соединений;

- исследование действительного поведения срезных и фрикцион-но-срезных соединений в статическом и циклическом режимах нагруже-иия, обоснование целесообразности и эффективности применения деформационного критерия прочности метода предельных состояний при расчете соединений. Выявление взаимосвязи между усилиями сдвига и перемещениями смятия соединяемых элементов и сдвига болтов, а также между перемещениями смятия и изменением усилий предварительного натяжения болтов с учетом основных геометрических и прочностных характеристик соединяемых элементов и метизов. Разработка инженерного и численного методов расчета прочности и деформативности многоболтовых срезных и фрикционно-срезных соединений. Выявление влияния технологических приемов и точности изготовления на поведение, эксплуатационную надежность и эффективность соединений;

- разработка пакета нормативно-технической документации по расчету, проектированию, изготовлению и монтажу, в том числе проектной документации, обеспечивающих условия массового применения исследуемых типов болтовых соединений элементов стальных строительных конструкций.

Научная новизна диссертации заключается в выполнении комплекса экспериментально-теоретических исследований и решении проблемы расчета и проектирования малотрудоемких болтовых монтажных соединений элементов стальных каркасов одно- и многоэтажных зданий, обеспечивающих максимальную реализацию резервов их эффективности и эксплуатационной надежности. При этом получены следующие результаты, защищаемые автором:

- на основании экспериментальных исследований фланцевых соединений уточнена формула для определения коэффициента основной нагрузки, определены рациональные геометрические параметры соедине-

ний и выявлены особенное! и поведения высокопрочных болтов, работающих в составе соединений. Обосновано и сформулировано предельное состояние фланцевых соединений. Разработана инженерная методика расчета прочности Т-образных фланцевых соединении, являющихся элементарной составляющей фланцевых соединений элементов открытого профиля. Разработан численный метод исследования и расчета на прочность и деформатшшость фланцевых соединений элеменюв открытою профиля любой конструктивной формы, находящихся под воздействием растяжения, изгиба или совместного действия изгиба и продольных усилий, в том числе программа "Флора" для реализации метода на персональных ЭВМ типа IBN1 PC;

- выполнены 'экспериментальные исследования натурных фланцевых соединений растянутых элементов открытого и замкнутою профилей (уголков, тавров и двутавров, круглых труб) и установлены закономерности напряженно-деформированного состояния элементов соединений, количественный характер распределения усилий по болтам соединения в зависимости от жесткости фланца, а также наиболее эффективные формы соединений. Разработала инженерная методика расчета прочности соединений элементов открытого профиля, основу которой со-, ставляег методика расчета элементарных Т-образных соединений и установленная закономерность распределения внешних усилий между болтами соединения. Разработана методика расчета минимально необходимой толщины фланца в стадии ею предельного равновесия;

- установлены экспериментальные зависимости между амплшудой номинальных напряжении и циклической долговечностью болтов, а также эквивалентной амплшудой номинальных напряжений растянутых элементов и циклической долговечностью сварных соединений фланцев с этими элементами. Получены уравнения регрессии и расчетные кривые усталости болтов н сварных соединений в зависимости от тина исполнения и дефектов швов;

- выполнен комплекс экспериментальных исследований натурных фланцевых соединений изгибаемых элементов наиболее известных конструктивных форм. Выявлены особенности напряженно-деформированного состояния соединений, количественный характер распределения усилии между болтами и получены зависимости "М-а", характеризующие изгибную жесткость соединений. Разработана инженерная методика расчета прочности рамных фланцевых соединений. Разработана меюди-ка расчета балок в системе "балка + колонна" с учетом реальной нзгнб-ной жесткости соединений, позволяющая определять деистшпельный момент, передаваемый соединением и соответствующий этому моменту угол поворота, а 1акже выявлять резервы максимального использования несущей способности балок и определять условия ее реализации за счет конструирования соединений с требуемой изгибной жесткостью;

- проведены экспериментальные исс ледования элементарных срезных соединений на болтах М16, М20, М24 классов прочпосш 5.8. 8.8, 10.9 и 11.9 и доказана целесообразность выполнения расчеши соединяемых элементов на смятие по деформационному крщерию, когда усилие, которое может воспринять соединение, определятся в зависимости ог заданных предельных деформаций смятия. Получена эмпирическая зависимость с обеспеченностью 0,997 между усилиями сдвша и персмешения-мн смятия соединяемых элементов с учетом диаметра болтов, толщин и прочности стали элементов и расстояния от центра отверстия до края соединяемого элемента вдоль действия усилий;

выполнены экспериментальные исследования одноболтовых фрикционно-срезных соединений, работоспособность которых определяется смятием соединяемых элементов и получена эмпирическая зависимость с обеспеченностью 0,997 между изменением усилий предварительного натяжения болта и перемещениями смятия соединяемого элемента. Разработана методика расчета одноболтовых фрикционно-срезных соединений с учетом сопротивления соединяемых элементов смятию в зависимости от величины перемещений смятия этих элементов;

- выполнены исследования циклической долговечности срезных и фрикционно-срезных соединений в зависимости от перемещений смятия, прочности стали и ширины по сечению нетто соединяемых элементов и получены уравнения регрессии и расчетные кривые циклической долговечности соединений при коэффициенте асимметрии нагружеиия в пределах: 0 < р < 0,8;

- разработаны и обоснованы основные положения метода расчета многоболтовых срезных и фрикционно-срезных соединений с использованием двух предельных состояний: 1А — потеря несущей способности, вызванная полным срезом болтов и 1Г> — по смещениям соединяемых элементов, определяющих эксплуатационную пригодность соединения. Методами теории вероятностей решена задача с последующей экспериментальной проверкой о последовательности включения в работу болтов многоболтового соединения, заключающаяся в определении численных значений перемещений сдвига болтов или смятия соединяемых элементов, необходимых для включения в работу каждого из болтов в зависимости от технологических приемов разметки и образования отверстий. Теоретически определены численные значения коэффициентов условий работы многоболтовых соединений, учитывающие неодновременность включения болтов в работу в зависимости от точности изготовления соединений, числа рядов, диаметра и класса прочности болтов, количества, толщины и прочности соединяемых элементов;

- усовершенствована разработанная в ЦПИИПСК им.Мельникова методика статистического моделирования поведения многоболтовых срезных и фрикционно-срезных соединений путем введения в нее результатов исследований, полученных автором, и разработана программа

"Болт" для персональных ЭВМ типа IBM PC. Выполнены численные экспериментальные исследования многоболтовых фрикционно-срезных соединений и получены -значения коэффициента условия работы, учитывающего влияние разности деформаций соединяемых элементов между рядами болтов по длине соединения на распределение усилий по рядам болтов.

Практическая ценность работы заключается в том, что ее результаты позволили:

-разработать пакет нормативно-технической документации, и том числе: разделы в пособии и отдельные положения для главы CIlnll II-23-8I* "Нормы проектирования. Стальные конструкции", М., Стройиздат, 1990; разделы в главе CHiiIl 3.03.01-87 "Несущие и ограждающие конструкции", М., Стройиздат, 1988; ОСТ 36-128-86 "Устройства и приспособления монтажные. Методы расчета и проектирования", ЦБНТИ ММСС СССР, 1987; "Рекомендации по расчету, проектированию, изготовлению и монтажу фланцевых соединений стальных строи тельных конструкций", М„ ЦБНТИ ММСС СССР, 1989; "Рекомендации но проектированию работающих на сдвиг болтовых соединений стальных строительных конструкции", М„ ЦБНТИ ММСС СССР, 1990; "Руководство и нормативы но технологии постановки высокопрочных болтов в монтажных соединениях металлоконструкций", М., Стройиздат, 1982; "Рекомендации по сборке фланцевых монтажных соединений стальных строительных конструкций", М., ЦБНТИ ММСС СССР, 1986; Нормы расхода крепежных изделий постоянных для монтажных болтовых соединений стальных строительных конструкций, BCI1 428-81/ММСС СССР, 1982;

- разработать типовые проектные решения стальных строительных конструкций с применением малотрудоемких болтовых соединений, включая: стропильные фермы из одиночных н парных уголков, широкополочных тавров и двутавров, круглых труб; колонны и вертикальные связи но ним; горизонтальные связи покрытий; рамные фланцевые н срезные соединения; рамные конструкции зданий-модулей типа "Канск", "Орск", а также различных типов ФОКов и т.д., — которые способствовали широкому внедрению болтовых монтажных соединений;

- получить значительный технико-экономический эффект за счет повышения качества монтажа стальных конструкций, высвобождения высококвалифицированных сварщиков, снижения трудоемкости и стоимости монтажа стальных конструкций с применением болтовых соединений.

Внедрение результатов работы. Выполненные исследования позволили создать научную базу, обеспечивающую, в числе других практических мероприятий, массовое внедрение малотрудоемких болтовых соединений: фланцевых, срезных, фрикционно-срезных. Так, начиная с 1987 но 1990 г.г. включительно, в стране было изготовлено и смонтировано око-

ло 4,7 млн. тонн стальных конструкций с применением болтовых соединений, причем только производственными организациями Минмонтаж-спецстроя изготовлено и смонтировано за пог период 2,96 млн. гони, из них более половины об'ема выполнены по проектам институтов объеди-нення "С'оюзметаллостройниипроект". В качестве сравнения — в начале 80-х годов и стране изготавливалось и монт ировалось ежегодно не более 70-80 тыс. тонн стальных конструкций с применением болтовых, главным образом, фрикционных соединений. В результате широкого применения малотрудоемких болтовых монтажных соединений в производственных организациях Минмонтажспецстроя высвобождено около 1,9 тыс. сварщиков высокой квалификации и получен экономический эффект в размере (в ценах 1989 г.) 2,5 руб. на топну изготовленных и смонтированных стальных конструкций с болтовыми соединениями. Несмотря на снижение строительного производства с 1990 г. относительный объем применения стальных конструкций с болтовыми монтажными соединениями имеет тенденцию к увеличению.

Апробация работы и публикации. Результаты работы в течение 1981-1994 г.г. неоднократно докладывались и обсуждались на секциях и семинарах ЦНИИПроектстальконструкция им.Мельникова, Московского инженерно-строительного института, НТО "Строниндустрия", научно-технических советах Минмонтажспецстроя СССР, концерна "Сталь-конструкцня" и ВНИПИПромстальконструкция, на научно-технических конференциях, в том числе на международном коллоквиуме по болтовым и специальным соединениям в Москве 1989 г., на международных совещаниях по болтовым соединениям в городах Питтсбурге (США, 1991 г.) и Иннсбруке (Австрия, 1994 г.). Основное научное содержание работы опубликовано в 45 статьях. По отдельным вопросам темы диссертационной работы автором подготовлено шесть кандидатов технических наук.

Объем диссертации. Диссертация состоит из раздела, посвященного анализу состояния проблемы и двух последующих частей. Первая часть посвящена исследованию и совершенствованию методов расчета фланцевых соединений центрально растянутых и изгибаемых элементов и содержит шесть разделов. Вторая — исследованию и совершенствованию методов расчета болтовых соединений, работающих на сдвиг и содержит четыре раздела. В диссертации 300 страниц машинописного текста, 238 рисунков, 76 таблиц и список литературы из 437 наименовании.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе представлены результаты анализа состояния проблемы. Технико-экономические исследования, выполненные ведущими специалистами ЦНИИ ИСК им.Мельникова, ВНИКТИСК, ВНИПИ Промстальконструкция с участием автора, показали, что на современном этапе развития металлосгроительства болтовые соединения наиболее полно Ol веча юг критериям монтажной технологичности стальных конструкций одно- и мноюэтажных зданий и сооружений. Определены области рационального применения болтовых соединений, при этом установлено — среди известных типов болтовых монтажных соединений, от личающихся между собой механизмами передачи внешних усилий, наиболее переспектнвными с позиций эффективности и массовости применения являются фланцевые и работающие на сдвиг: срезные и фрикцион-но-срезные. Среди них фланцевые соединения обладают наименьшей трудоемкостью и стоимостью выполнения на монтаже - в 2-2,5 раза меньше сварных и в 4-5 раз меньше фрикционных.

Фланцевые соединения нашли широкое применения в конструкциях машиностроительной, химической, энергетической и других отраслях народного хозяйства. Изучению, созданию методов расчета и проектирования этих соединений посвящены работы Биргера H.A., Иосилевнча Г.Б., Бугова А.У., Внткуна Е.Б., Данилова В.К., Качанова J1.M., Слсь-менкова В.К., Борисова И Л., Волошина A.A. и др. Анализ показывает, что эти соединения имеют существенные отличия от фланцевых соединений стальных строительных конструкций: использование материалов, нехарактерных ддя строительных конструкций; условия эксплуатации и характер внешних воздействий; геометрические размеры и конструкция и т.д. Поэтому прямое использование как результатов исследований, гак и применяемых здесь методов расчета и проектирования для фланцевых соединений стальных строительных конструкций не представляется возможным.

В конце 70-х, начале 80-х годов в связи с резким ростом об'емов изготовления и монтажа стальных конструкций, освоением массового производства высокопрочных болтов для нужд строительства, фланцевые соединения, в силу своих высоких потенциальных достоинств, стали предметом широких исследований как в нашей стране, так и за рубежом. Эффективные области применения фланцевых соединении, их конструктивные формы, характер нагружения и способы выполнения могут быть самыми разнообразными п с этих позиций эти соединения можно классифицировать по следующим признакам. По конструктивной форме: соединения элементов, выполненных из профилей открытого сечения (парные и одиночные уголки, широкополочные тавры и двутавры и т.п.); соединения элементов замкнутого сечения (круглых и прямоугольных труб). Очевидно, поведение соединений в каждой из двух указанных

групп будет зависеть от конструктивных форм, которые также могут быть самыми разнообразными. По характеру поенршпин силовых воздействий: соединения элементов, воспринимающих нормальные усилия растяжения или сжатия; соединения, воспринимающие изгибающие моменты и нормальные усилия. Обе группы соединении способны передавай. усилия сдвига. Нагружение может имен, сташческии или циклический характер в условиях воздействия нормальных или низких температур (ниже -40°С). Отметим, что фланцевые соединения, работающие на сжатие, принципиальных трудностей при расчете, изготовлении и монтаже не вызывают и в дальнейшем не рассматриваются. По способам выполнении: соединения с неконтролируемым натяжением болтов ("от руки") и с высоким контролируемым натяжением болтов. Анализ известных исследований показывает, что поведение фланцевых соединений характеризуется геометрической и физической нелинейностью и отличается между собой п зависимости от принадлежности к той или иной группе. Вместе с тем имеется ряд вопросов, относящихся к фланцевым соединениям в целом.

К одному из наиболее важных относится вопрос об осевой податливости соединяемых болтом фланцев, который наряду с осевой податливостью болта определяет коэффициент основной нагрузки. Последний характеризует распределение усилий в системе болт - фланцы и показывает, какая часть внешней нагрузки воспринимается предварительно натянутым болтом и какая уменьшает начальное сжатие соединяемых фланцев. Решению задачи осевой податливости фланцев посвящены многочисленные исследования, в том числе: Биргера H.A., Иосилевнча Г.Б., Бобарикова II.И., Виткупа Е.Б., Данилова В.К., Кирсты A.A., Сснокосо-ва H.A., Речера Ф., Фриче Г. и др. Сложность решения этой задачи вынуждала ученых вводить различного рода упрощающие предположения. Одной из таких приближенных моделей, получившей широкое распространение, является "конус давления". Эта модель содержит свободный параметр — величину угла при вершине конуса, которая определяется экспериментально. Другой подход — решение задачи в рамках теории упругости, которая сводилась или к плоской (Данилов В.К.), или к решению осссимметричной задачи при априорно задаваемых под гайкой и головкой болта контактных напряжении (Фернлунд Д.). В работе представлено сопоставление результатов расчета осевой податливости фланцев по 11 известным методикам, которое показало существенный —до 56 раз — разброс полученных результатов, что совпадает с результатами анализа Биргера И.А. и Иосилевнча Г.Б.. Поэтому очевидно, что применять известные методики расчета податливости фланцев и, следовательно, коэффициента основной нагрузки без дополнительных исследований и соответствующих уточнений, касающихся особенностей фланцевых соединений стальных строительных конструкций не представляется возможным. Решение этой задачи позволит ответить на ряд важных практи-

ческих вопросов: минимально необходимая площадь контакта фланцев, максимальная величина предварительного натяжения болтов, условия предельного состояния фланцевых соединений и др.

Анализ экспериментально-теоретических исследований и методов расчета фланцевых соединений элементов открытого профиля показывает следующее. Несмотря на достаточно обширную область применения фланцевых соединений растянутых элементов открытого профиля, практически отсутствуют работы по изучению поведения таких соединений. Исключение составляют лишь несколько испытаний фланцевых соединений центрально растянутых, элементов из широкополочных двутавров, проведенных в ЦНИИПСК им.Мельникова с целью использования результатов при проектировании стропильных ферм. Основные же исследования, проведенные как в нашей стране, так и за рубежом, посвящены изучению поведения и разработке методов расчета соединений изгибаемых элементов: рамных — типа "балка + колонна" или балочных — типа "балка + балка", где в качестве балки рассматривается сварной или прокатной двутавр. При этом исследования и создаваемые на их основе методы расчета таких соединений условно можно разделить на три направления.

Первое — объединяет методики, авторы которых представляют фланцевые соединения изгибаемых двутавровых профилей как совокупность элементарных 2-х болтовых Т-образных фланцевых соединений. Прочность всего соединения определяется суммой прочностей составляющих его элементарных соединений, которые и являются основным объектом исследовании. Такой подход реализован в работах Белени Е.И., Ренского A.B., Вейнблата Б.М., Леонова В.П., Грудева И.Д., Агер-скова X., Аугустнна Д., Лагуны Д., Сливки В., Доути Р., Фишера Д., Грунди П., Като Б., Кулака Д., Макгайера В., Шербурна А., Струйка Д., Танака А. и др. В работе выполнен достаточно подробный анализ перечисленных исследований. Показано, в частности, что предлагаемые расчетные схемы (где фланец с эффективной шириной те, приходящейся на один болт, рассматривают как балку на упругом или жестком основании с различными вариациями других допущений) и соответствующие им, так называемые, инженерные методы расчета лишь приближенно отражают действительное поведение соединений. Это подтверждает сопоставительный анализ результатов расчета по наиболее приемлемым методикам (Като и Макгайер, Танака, Фишер и Струик, Агерсков, ЦППППСК им.Мельникова, Вейнблат - Леонов) с известными результатами 60 испытаний. Сравнивались фактические разрушающие нагрузки и соответствующие им теоретические, подсчитанные с учетом фактических механических свойств стали и болтов. Было установлено, что все анализируемые методы дают достаточно узкую область (по геометрическим параметрам фланцев Ti болтов) сходимости с результатами испытаний. По даже наиболее стабильные результаты, полученные по методике Танака,

для целого диапазона геометрических характеристик фланцев и болтов до 2,2 раз отличаются от фактических предельных нагрузок, fio другим методикам соотношения теоретических и экспериментальных предельных нагрузок находятся в пределах от 0,95 до 3,7 раз, что свидетельствует о необходимости дальнейшего совершенствования методов расчета Т-образных фланцевых соединений как элементарных составляющих соединений сложных конструктивных форм.

Методы расчета первого направления используют, главным образом, для расчета соединений изгибаемых элементов, у которых часть фланца выступает за растянутый пояс двутавра и которая может быть ужесточена ребром или нет. При этом полагают: часть фланца шириной и- вместе с болтами, симметрично расположенная относительно растянутого пояса, рассматривают как 2-болтовое Т-образное фланцевое соединение или как консоль 2-болтового Т-образного соединения — если в выступающей за растянутый пояс-части фланца отсутствует ребро жесткости; внешние усилия растяжения, передаваемые с пояса балки, распределяются равномерно между всеми болтами, симметрично расположенными относительно пояса; при наличии болтов, расположенных внутри профиля вдоль его стенки, выделяют части фланца шириной и' и рассматривают их также как 2-болтовые Т-образные фланцевые соединения. Усилия, воспринимаемые этими болтами, определяют исходя из предположения линейного распределения изгибающих напряжения по сечению присоединяемого двутавра; за предельное состояние принимают, как правило, исчерпание несущей способности болтов или фланца. Такой подход к расчету фланцевых соединений изгибаемых элементов, предлагаемый в работах Макгайера, Като, Агерскова, Танака, Беера, Ивани и др., имеет ряд существенных недостатков. В частности, жесткость фланца в различных зонах соединения неодинакова: части фланца с болтами, расположенными в угловых зонах, ограниченных поясом и стенкой балки или поясом и ребром жесткости, обладают большей жесткостью по сравнению с другими. По этой причине допущение о равномерном распределении растягивающих усилий между болтами, расположенными симметрично относительно пояса, представляется неправомерным: болты, расположенные в угловых зонах, из-за большей жесткости фланца воспринимают большую часть внешней нагрузки и подвергаются меньшему воздействию рычажных усилий. Игнорирование этого обстоятельства может привести к неблагоприятным последствиям. Кроме того, принятое предельное состояние исключает возможность применения соединений в условиях циклического нагружения. Впервые попытку учесть характер распределения внешних растягивающих усилий между болтами фланца в зависимости от их местоположения сделал Деляскыо. Однако его предложения относятся лишь к двум конструктивным решениям фланцевых соединений, к тому же ограниченных высотой присоединяемого двутавра. Более универсальной по сравнению с последней является

методика, разработанная Аугустином и др. В этой методике впервые за предельное состояние принимается момент, при котором происходит "раскрытие" фланца (исчезновение контактных усилий между фланцами) в зоне наиболее нагруженного болта. Авторы предлагают этот момент принимать равным 0,8 от предельного момента, определяемого по несущей способности болтов. Это противоречит результатам известных экспериментальных исследований Бирюлева В.В. - Катюшина В.В., Доути -Макгайера, Зандонини Р., которые показывают, что момент "раскрытия" фланцев зависит от большого числа факторов и может существенно отличаться как в большую, так и в меньшую сторону. Кроме того, как и другие, эта методика предназначена для определенных конструктивных решений соединений, класса прочности и размеров болтов, что ограничивает область ее применения.

Второе направление — разработка методов расчета рамных фланцевых соединений на основании решения плоской и объемной задач теории упругости численными методами, в частности, методом конечных элементов. Среди работ этого направления известны исследования Григорьева И.В. и Дондыша С.А., Корнеева А.Б., Доути Р., Гулвега М. Наибольшую известность получили исследования Кришнамурти П., отличающиеся глубиной и законченностью. Автором исследован один тип соединения — с выступающей за пояс двутавра частью фланца и высокопрочными предварительно натянутыми болтами, расположенными в два ряда симметрично относительно вертикальной оси двутавра. Численные исследования проведены в два этапа: на первом — исследованы 3-х и 2-х мерным анализом 13 соединений с целью выявления корреляционных зависимостей между решениями плоской и объемной задач; на втором — исследовано более 200 Т-образных н рамных фланцевых соединений. На основании регрессионного анализа результатов численных исследований автор получил аналитические выражения для определения несущей способности соединений исследуемого типа. Высоко оценивая результаты исследований Кришнамурти и отмечая переспективность этого направления, многие из ученых отмегили ряд существенных недостатков, с которыми нельзя не согласиться. Исследуя соединения с гибкими фланцами, обладающими малой изгибиой жесткостью, автор полностью игнорировал наличие рычажных усилий. По мнению Агерскова, Морриса и Манна, наличие рычажных усилий в подобных соединениях может привести к увеличению усилий в болтах до 33%. Численные исследования показали, что жесткость фланца в зоне растянутого пояса неодинакова и определяет неравномерность распределения усилий по болтам. Однако следуя традиционным подходам расчета соединений первого направления, Кришнамурти распределяет внешние усилия растяжения равномерно по всем болтам, относящимся к поясу двутавра. Автору не удалось путем регрессионного анализа результатов численных исследований получить аналитическое выражение для определения угла поворота. Однако влер-

bf.ic программа paciera позволяет получить эту важнейшую характеристику для соединений исследуемого гнпа, поскольку последние являются типичными полужесткими соединениями, что следует учитывать при расчете элементов стального каркаса. Учитывая эти замечания, Струнк и Фишер считают, что методику Кришнамурти можно использовать только для расчета соединении исследуемого типа с применением гибких фланцев.

Третье направление, представленное в работах Бирюлева В.В. - Ка-тюпкша В.В., Мухортова М.П., Манна Л. - Морриса Л., Пакера Д., Оксфорда Д., Филлнпса Д. и др., включает методы расчета рамных фланцевых соединений, основанные на условной схеме расчета в стадии предельного равновесия. Принципиальные основы расчета по стадии предельного равновесия разработаны в рамках теории пластичности Гвоздевым АЛ., Ильюшиным Л.А., Ржанициным А.Р., Мэнсфилдом Е. и др. Известные методы расчета этого направления сводятся к определению минимальной толщины фланцев из условия равенства работы внешних и внутренних сил. В качестве внутренних сил принимают пластический момент на единицу длины шарнирных линий, которые делят фланец на участки, расположенные под различными углами друг к другу. Анализ этих методов показывает, что основным их недостатком является интуитивный выбор расчетных схем (местоположений шарнирных линий), а не на основе экспериментальных исследований соединений в стадии предельного равновесия.

Выполнен анализ результатов экспериментальных исследований фланцевых соединений изгибаемых элементов (всего 72 испытания), проведенных Доути и Макгайером, Зоетмайером, Аугустином и др., Бирю-левым В.В. и Катюшиным В.В., Агерсковом, Зандонини, Грунди, Кони-ши и Ямакава, Пакером и Моррисом, который показал следующее. Как правило, в каждой из отдельных серий испытаний перечисленных выше авторов изучались частные вопросы вне взаимосвязи их с другими, отражающими и определяющими сложный характер поведения этих соединений. Большая часть экспериментов (60 испытаний) проводилась на соединениях с высотой присоединяемого профиля (двутавра) не более 400 мм. Такие соединения относятся скорее к моделям и распространять результаты испытаний на полноразмерные соединения с присоединяемыми элементами высотой от 600 мм и более следует с учетом масштабного фактора, что затруднительно. Экспериментально изучено довольно ограниченное число конструктивных форм фланцевых соединений, так например, число испытанных наименее эффективных соединений — с расположением болтов внутри присоединяемого двутавра — составляет 37, а с двухрядным расположением болтов и выступающим за растянутый пояс двутавра фланцем — 20. Недостаточно изучены полноразмерные соединения с развитыми поясами двутавров, отсутствуют сведения об испытаниях фланцевых соединений двутавров, усиленных вутами.

Наиболее системный подход к испытаниям полноразмерных соединений можно отметить у Аугустина и др., а также Бирюлева - Катюшшш. Ими получен ряд важных практических результатов и, в частности, о неравномерном распределении растягивающих усилий между болтами, расположенными вдоль пояса присоединяемого двутавра. Сопоставление методов расчета фланцевых соединений изгибаемых элементов Доути и Макгайера, Блокли, Деляскью, Зоетмайера и Аугустина и др. с известными данными испытаний приводит к противоречивым результатам, что свидетельствует об отсутствии универсальных методов расчета фланцевых соединений изгибаемых элементов сложных конструктивных форм и необходимости дальнейших экспериментальных исследований соединений этого типа.

Анализ экспериментально-теоретических исследовании фланцевых соединений растянутых элементов замкнутого профиля — круглых груб — показывает, что поведение этих соединений отличает наличие "неуравновешенного" изгибающего момента, передаваемого фланцем на стенку трубы но контуру их сопряжения. Методы расчета, с той или иной точностью отражающие действительное поведение таких соединений, основаны либо на известных решениях теории упругости (Беленя E.H., Бугов А.У., Волошин A.A., Марабаев Н.Л., Соколов А.Г., Стрелецкий H.H., Тимошенко С.П., Тейлор И., Бунер Г., Шнайдер Р., Вотерс К. и др.), либо на условной схеме расчета соединений в стадии предельного равновесия (Игараси С., Вакияма К.), либо на применении численных методов (Григорьев И.В., Дондыш С.А.). Методы разработаны, главным образом, для соединений труб с фланцами без ребер жесткости. Вместе с тем далеко не очевидно, что такая конструктивная форма является наиболее эффективной с точки зрения монтажной технологичности и "прямой" реализации прочности фланцевых соединений круглых труб.

Работая в составе конструктивного элемента фланцевые соединения наряду с квазистатическими воспринимают различного рода переменные воздействия. На основании анализа результатов известных исследований показано, что с позиций сопротивления усталости фланцевые соединения следует рассматривать как систему, состоящую из двух основных условно независимых элементов: высокопрочных болтов и сварных соединений фланцев с профилем. В настоящее время известны исследования усталостной прочности высокопрочных болтов, выполненные Кире гон A.A., Леоновым В.П., Марабаевым Н.Л., Мюнзе В., Петерсоном К., Вакияма К. и др. Однако исследования характеристик сопротивления усталости болтов проводили без учета особенностей их поведения в составе фланцевых соединений для болтов, выполненных из сталей, не применяемых в нашей стране. Известен достаточно большой объем исследований, главным образом, лабораторных образцов различных типов тавровых сварных соединении строительных стилей (Ларионов В.В., Евдокимов В.В., Злочевский А.Б., Еремин К.И., Марабаев Н.Л.). Очевидно, что возмож-

иость использования результатов этих исследований для разработки методики расчета на усталость реальных фланцевых соединений требует экспериментального подтверждения.

В области стальных строительных конструкций исследованиям болтовых соединений, воспринимающих сдвиговые нагрузки, посвящено достаточно большое количество работ. Анализ показывает: несущая способность или максимальное усилие /V, которое может воспринять соединение, и деформативность соединения А, работающего в условиях статического или циклического нагружения, зависит от множества параметров, которые условно можно разделить на следующие группы: О А'. А) - /■(Г1,С2,С3,С4), где С, — группа параметров, определяющая характеристики фрикционного эффекта соединения (коффициент трения, усилие предварительного натяжения болтов); С2 — группа параметров, включающая технологические факторы изготовления болтовых соединений (способы образования кромок соединяемых элементов, технология разметки и образования отверстий под болты и др.); С3 — группа параметров, включающая геометрические характеристики и механические свойства материалов соединяемых элементов н болтов; С4 — группа параметров, влияющая на неравномерность распределения усилий между болтами многоболтового соединения.

Первая группа параметров — характеристики фрикционного эффекта — изучались в рамках исследований фрикционных и фрикцион-но-срезных соединений. Хронологически фрикционные соединения в стальных строительных конструкциях являются первыми, в которых стали применять высокопрочные болты. Большой вклад в развитие фрикционных соединений внесли исследования Богданова Т.М., Большакова К.П., Савельева В.Н., Петрова H.A., Гладштейна Л.И., Чеснокова A.C., Княжева А.Ф. В дальнейшем эти исследования получили развитие в работах Стрелецкого H.H., Вейнблата Б.М., Горпинченко В.М., Вишневского И.И., Рабера Л.М., Осипова В.О., Новожиловой H.H. и др. Среди зарубежных ученых, изучавших фрикционные соединения, можно выделить Фишера Д., Струйка Д., Кулака Г., Баннстера А., Кониши Д., Томанага К., Таджима Д., Аурнхаммера Г., Беера X., Стейхардта О. Анализ показывает, что этот тип соединений по сравнению с другими является наиболее изученным: обоснованы предельные состояния фрикционных соединений, установлены статистически обоснованные значения коэффициентов трения для различных способов обработки поверхностей соединяемых элементов, решена задача о распределении усилий между рядами болтов по длине соединения, установлены коэффициенты надежности в зависимости от диаметра отверстий и вида нагрузки, определены усилия предварительного натяжения болтов в зависимости от способа их натяжения, исследованы вопросы циклической прочности соединений и др. Разработанные методы расчета и проектирования фрикционных соединений в нашей стране и за рубежом принципиальных отличий не

имеют. В настоящее время повышение эффективности соединений этого типа осуществляется за счет совершенствования технологии их выполнения.

Основные исследования фрикционно-срезных соединений выполнены в нашей стране в МАДИ (Бунеев Г.И., Вейнблат Б.М.), ЦНИИПСК им.Мельникова (Стрелецкий H.H., Фридкин В.М., Рабер Л.М., Мурадян A.A.), ЦНИИС Минтранстрой (Зубков В.А.). Для прочностных расчетов приняты следующие предельные состояния: 1А — исчерпание несущей способности соединения от полного среза болтов или разрушения соединяемых элементов; 1Б — по критерию непригодности к эксплуатации — недопустимое развитие пластических деформаций смятия соединяемых элементов или недопустимое развитие полных перемещений сдвига в соединении. Расчетное сопротивление соединения при этом устанавливается в зависимости от величины этого перемещения или деформации. На основании проведенных исследований была разработана методика расчета фрикционно-срезных соединений. Следует отметить, что практически во всех отмеченных исследованиях деформации смятия соединяемых элементов не превышали 1-1,5 мм и именно в этих пределах изучался характер изменения фрикционного эффекта. Однако, как это будет показано в работе далее, деформации смятия могут быть существенно выше — до 5 мм и соответственно усилия, воспринимаемые соединением за счет сопротивления смятию соединяемых элементов, могут быть в 2-2,5 раза выше. Очевидно, что развитие столь существенных деформаций (перемещений) смятия соединяемых элементов вызовет падение предварительного натяжения болтов и снижение доли фрикционного эффекта в передаче внешних усилий. Поэтому представляется целесообразным продолжить исследования фрикционно-срезных соединений с целью выявления зависимости между усилиями предварительного натяжения болтов и перемещениями соединяемых элементов с учетом основных, отмеченнных выше параметров, влияющих на работоспособность и поведение соединений этого типа.

Экспериментальные исследования влияния технологических факторов изготовления (группа параметров Сг) на поведение болтовых соединений, работающих на сдвиг, проводили в ЦНИИСК им. Кучеренко (Горпинченко В.М., Мацелинский Б.Р.) и ЦНИИПСК им. Мельникова. В этих работах было изучено влияние способов резки кромок соединяемых элементов и образования отверстий на статическую и циклическую прочность соединяемых элементов в зависимости от механических свойств стали, толщин соединяемых элементов и расстояний от центра отверстий до краев элементов. Результаты этих исследований имеют важное практическое значение.

Влияние геометрических характеристик и механических свойств материалов соединяемых элементов и болтов (группа параметров С\) на поведение срезных и фрикционно-срезных соединений изучали Трофимов

В.П., Стрелецкий H.H., Горпинченко В.М., Паршин A.B., Шапиро Г.А., Вейнблат Б.М., Вишневский И.И., Рабер Л.М., Bnincp Г., Кеннеди Д., Синклер Т., Чонг К., Матлок Р., Фишер Д., Струик Д., Кулак Д. и др. В целом ряде работ было показано, что деформативпость является основным критерием определения предельных усилий, которые могут быть восприняты соединением при работе на сдвиг. Однако вплоть до настоящего времени как в отечественных, так и зарубежных нормах предельные усилия рассчитывают вне зависимости от деформаций (перемещений) соединения, развивающихся под действием внешних усилий. Такой подход представляется верным при расчете болтов на срез (предельное состояние 1А) ■- поскольку деформации среза болтов невелики и не могут оказаться фактором, препятствующим эксплуатации конструкции. Применяющийся до настоящего времени расчет на смятие по площади диаметрального сечения болта на толщине наиболее интенсивно сминаемого элемента, строго говоря, не имеет в виду никакого предельного состояния. Сопротивления смятию назначают как некие "застывшие" значения на уровне весьма небольших деформаций (перемещении) смятия соединяемых элементов. Так например, впервые в нашей стране Трофимов В.И. предложил значения предельных напряжений или усилий, которые могут быть восприняты соединением за счет сопротивления соединяемых элементов смятию, назначать в зависимости от допустимой остаточной деформации смятия болтом отверстия, равной 2%, при которой можно не опасаться существенного развития общей деформативности конструкции. Впоследствии Паршин A.B. сделал попытку экспериментально-теоретически обосновать предложения Трофимова В.И. для срезных соединений, используемых в конструкциях ЛЭП (болты М20, диаметр отверстия 21,5 мм), где по условиям эксплуатации требуются достаточно "жесткие" малодеформируемые соединения. Показано, что остаточные деформации смятия, равные 2% или 0,4 мм, могут быть приняты в качестве деформационного критерия оценки предельных напряжений смятия.

Однако, как это будет показано далее, при таком деформационном критерии (2%) включение болтов в работу многоболтовых соединений из-за существующих допусков не обеспечивается, тем более что по условиям собираемости стальных конструкций одно- и многоэтажных зданий минимальная разница между диаметрами отверстий и болтов принимается не менее 2-3 мм. С другой стороны, практический опыт показывает, и далее это будет подтверждено результатами исследований, что болтовые соединения, работающие на сдвиг и рассчитанные по действующим отечественным нормам, характеризуются развитием более существенных деформаций — до 2 мм, что до сих пор не являлось препятствием эксплуатации конструкций одно- и многоэтажных зданий, работающих в условиях статического нагружения.

Отдельные результаты экспериментальных исследований (Гилхрист Р., Чонг К., Хоган Ф„ Томас Д., Кеннеди Д., Синклер Г., Лэй М., Марш К., Винтер Г.) показывают, что работа срезных соединений сопровождается развитием значительных перемещений соединяемых элементов — до 8 мм и более, в которых доля перемещений смятия соединяемых элементов болтами является подавляющей, а разрушение соединения происходит не от смятия, но, главным образом, от вырыва материала перед болтом или среза болта. При этом очевидно, что большая' нагрузка вызывает развитие больших деформаций. Эти параметры, как показывают известные исследования, находятся в тесной взаимосвязи, которые, в свою очередь, зависят от целого ряда других: расстояний между центрами отверстий и краями соединяемых элементов вдоль к поперек действия усилий, геометрических и прочностных характеристик соединяемых элементов, размеров и классов прочности болтов, количества плоскостей срезов, разницы между диаметрами отверстия и болта, величины предварительного натяжения болта. В настоящее время известны работы, в которых изучали влияние лишь отдельных перечисленных параметров на поведение срезных и фрикционно-срезных соединений. Поэтому выявление взаимосязи между всеми этими параметрами и определение внешних усилий, которые способно воспринять соединение как в статическом, так и в циклическом режимах нагружения при заданных перемещениях, установленных в зависимости от предельного состояния конструкции по эксплуатационной пригодности, является задачей, необходимость решения которой с позиций повышения эффективности и надежности срезных и фрикционно-срезных соединений — очевидна.

Отличительной особенностью поведения многоболтовых соединений с расположением болтов вдоль действия усилий является неравномерность распределения усилий между болтами (группа параметров С4), вызываемая: различными напряжениями (деформациями) участков соединяемых элементов между болтами по длине соединения; несовпадением центров отверстий или чернотами отверстия вследствии отклонения расстояний между центрами отверстий и диаметров отверстий от номинальных значений.

Неравномерность распределения усилий между болтами (или заклепками) без учета чернот отверстий в многоболтовых соединениях изучалась в работах Гибшмана Е.Е., Осипова В.О., Вейнблаia K.M., Ху-сидР.Г., Бунеева Г.И., Фридкнна В.М., Зубкина Ю.И., Блейха Ф., Хертвига А., Петермана Г. и др. Показано, что большая или меньшая неравномерность распределения усилий между отдельными болтами соединения находится в тесной взаимосвязи с относительными величинами деформаций и характером их изменения, вызываемых разностью напряжений между отдельными листами соединения, а также перемещениями одного листа по другому, которые состоят из деформаций стержней болтов и обмятия ими отверстий. Среди исследований этого вопроса следует вы-

делить работы Оеипова В.Л., в которых, в частности, решена теоретическая задача определения сдвиговых усилий в заклепках и болтах и взаимных сдвигов соединяемых элементов при наличии п отсутствии сил трения в пределах упругого деформирования болтов. Аналогичная задача, по с учетом нелинейной зависимости между усилиями, деформациями и уменьшением фрикционного эффекта по мере роста внешних нагрузок была решена совместными усилиями ученых МАДИ и ЦНИИПСК им. Мельникова — Стрелецкий H.H., Вейнблат Б.М., Бунеев Г.И., Фридкин В.М., Мурадян А.А.и др. Кроме того, была поставлена и решена задача статистического моделирования поведения многоболтовых соединений на ЭВМ. В этих задачах впервые использовалась экспериментальная зависимость между усилиями сдвига и деформациями смятия, полученная Бунеевым Г.И. и Вейнблатом Б.М., но справедливая, однако, только для перемещения смятия соединяемых элементов до 1,5 мм. Предствляется целесообразным продолжить решение этих задач для случая перемещений смятия соединяемых элементов до 5,0-8,0 мм.

Вопросами влияния допусков на работоспособность болтовых соединений (прочность и деформативность), а также на качество, трудоемкость изготовления и монтажа занимались Стрелецкий Н.С., Шапиро Г.А., Беляев Б.И. и др. Физическая интерпретация поведения многоболтовых соединений при наличии допусков на образование отверстий была предложена Стрелецким Н.С.. Впоследствии она стала основой практически всех методик расчета соединений, в которых предполагается, что расчетные сопротивления болтов на срез и соединяемых элементов на смятие (и соответствующие этим сопротивлениям деформации) достаточны, чтобы внешние усилия сдвига распределялись в конечном итоге между болтами равномерно с учетом некоторых понижающих коэффициентов условий работы. Однако строгое доказательство этой интерпретации и вытекающих отсюда допущений, основанное на изучении действительного поведения болтовых соединений, отсутствует. В работах Вейнблата Б.М., Стрелецкого H.H., Мурадян A.A. предпринята попытка выяснить влияние чернот на поведение многоболтовых соединений путем решения задачи статистического моделирования на ЭВМ. В результате были получены коэффициенты, учитывающие влияние чернот на работоспособность соединений. Однако черноты рассматривались изолированно для каждого отверстия, допуски — вне сочетания друг с другом, не рассмотрена физическая природа появления отклонений расстояний между центрами отверстий.

На основании анализа состояния проблемы были поставлены задачи диссертационной работы, принципиальные решения которых представлены ниже.

Во второй главе представлены результаты исследований особенностей поведения элементарных фланцевых соединений. С целью уточнения коэффициента основной нагрузки проведены экспериментальные иссле-

дования плоских моделей, имитирующих одноболтовые соединения или соединения с жесткими недеформируемыми фланцами из оптически активного материала (смола ЭД-6М). Толщину фланцев изменяли в пределах от 24 до 36 мм, ширину шайб, через которые осуществляли нагруже-ние, принимали равной 24 и 40 мм. Опыты показали, что область распределения сжимающих напряжений по толщине фланца от действия усилий предварительного натяжения болта имеет вполне определенную форму, напоминающую усеченный конус. Истинную образующую этого конуса заменяли прямой и определяли угол ее наклона следующим образом. На основании экспериментально полученных картин разностей главных напряжений были рассчитаны и построены кривые распределения давления по плоскости контакта фланцев для всех моделей при различных усилиях обжатия фланцев. Полученные кривые распределения были заменены равновеликими прямоугольниками с высотой, равной среднему значению напряжений в зоне контакта для каждого уровня нагружения а2у'2, и длиВ

ной (площадью) основания Д,„=-(см. рис. )). Соединяя концы осно-

СТУСР

вания прямоугольников давления по 1-1 и 2-2, получали усеченный конус давления во фланце и угол наклона его образующей. После соответствующих расчетов угол наклона образующей оказался равным: <р -- 39°40' с обеспеченностью 0,95. Усеченный конус заменяли условным цилиндром равного объема. Тогда коэффициент податливости фланцев можно определить по формуле:

где /1, — площадь поперечного сечения условного цилиндра; Н — размер головки болта "под ключ". Проведенное сопоставление значений податливости фланцев, рассчитанных по формуле (1), и предложениями других авторов: Биргера И.А., Речера Ф., Виткупа Е.Б. и др. — всего 10 предложений — показали хорошую сходимость с результатами Кирсты A.A. Были рассчитаны коэффициенты основной нагрузки для ряда пакетов, состоящих из двух фланцев общей толщиной от 24 до 80 мм и соединенных высокопрочным болтом М24 класса прочности 11.9, по формуле:

где Ав — податливость высокопрочного болта.

С целью проверки значений коэффициента основной нагрузки, полученных в результате исследований моделей из оптически активного материала, были проведены испытания 20 натурных одноболтовых соединений с толщиной пакета 2 х 25 мм, стянутого высокопрочным болтом М24, и построены экспериментальные зависимости между приращением

Ек[{Н + 0,83^)2

AI

(1)

4 о,'.;

Г 1

<1. 'и" 1 ! [М '1'. >Я--Ю

• \ у ^¡Л У-ЗЭ'-Ю'

Рис. I К определению угла наклона образующей конуса давления - .

Рис.2 Т-образное фланцевое соединение..

т

Рие.З Расчетные схемы Т-образных фланцевых соединений.

усилий в болте ДВ и внешней нагрузкой Т при различных значениях предварительного натяжения болтов. Коэффициент основной нагрузки определяли как приращение усилия в болте Д5 к усилию в болте Вр в момент, когда в зоне болта начинают исчезать контактные усилия и происходит "раскрытие" фланцев. Сопоставление полученных результатов показывает приемлемость предложенной уточненной формулы определения коэффициента основной нагрузки, который для расчета фланцевых соединений стальных строительных конструкций с суммарной толщиной фланцев 24-80 мм с достаточной для инженерных расчетов точностью может быть принят равным: у =0,09.

Практически важным параметром, который необходимо контролировать на монтажной площадке в процессе выполнения соединений, является минимальная площадь контакта соединяемых фланцев в зоне болта Л,, обеспечивающая минимальное значение коэффициента основной нагрузки у = 0,09. Эта площадь может быть найдена из уравнения (2). После соответствующих подстановок и некоторых упрощений (в запас) получили: Л, = ЮЛШ1, где Аш — площадь поперечного сечения болта нетто.

Исследованы особенности поведения высокопрочных болтов, работающих в составе фланцевых соединений. Испытаниям подвергали различные партии высокопрочных болтов, главным образом, М24 из стали 40Х "Селект" (в дальнейшем класс прочности 11.9), гаек и шайб к ним по ГОСТ 22353-77* — ГОСТ 22356-77*, изготовленные Магнитогорским ММЗ, как наиболее используемые в отечественном металлострои-тельстве. Измерения относительных деформаций тела болта с целью определения действующих в нем усилий осуществляли практически во всех испытаниях, упомянутых в дальнейшем в работе, с помощью элек-тротензометрирования по стандартной методике.

На практике предварительное натяжение болтов осуществляется главным образом закручиванием гайки или головки болта. При этом в теле болта развивается сложное напряженное состояние. Экспериментально выявлена качественная и количественная разница между диаграммами "усилие - удлинение" и несущей способностью болтов при прямом растяжении и растяжении закручиванием гайки. Установлено, что разрушающая нагрузка высокопрочных болтов класса прочности 11.9 на 18% (с обеспеченностью 0,95) ниже по сравнению с прямым растяжением. При 20% "перенатяге" — максимально допустимом по действующим нормам — усилие в болте может превысить несущую способность болта на растяжение закручиванием гайки. Поэтому необходимо более жесткое ограничение величины возможного "перенатяга" —до 1015%.

Изменение циклической прочности болтов класса прочности 11.9 в зависимости от уровня их предварительного натяжения изучали на одно-

болтовых соединениях с толщиной стягиваемого пакета 2x30 мм. Постоянная растягивающая нагрузка на болт для основных случаев принята равной Ттт =0,4Вр, где Вр - расчетное усилие болта, равное 271 кН; величина предварительного натяжения болтов Ва в пределах от 162 до 260 кН; амплитуда циклической нагрузки на болт — в пределах от 85 до 195 кН. Для сравнительной оценки циклической прочности болтов несколько образцов испытано практически без предварительного натяжения болтов. Изменение усилий в болтах фиксировали периодически вплоть до 1000-го цикла нагружения. Анализ показал, что чем выше величина предваритечыюго натяжения, тем меньше амплитуда колебаний усилий в болте и соответственно выше его усталостная прочность. Этот факт сам по себе очевиден. Однако разница в циклической прочности болтов без предварительного натяжения (~6хЮ3 циклов) и при высоком уровне предзатяга («Ю6) при прочих равных условиях столь велика, что говорить о практическом применении фланцевых соединений без предварительного натяжения высокопрочных болтов возможно лишь после тщательного анализа условий эксплуатации соединений. Результаты циклических испытаний высокопрочных болтов описаны уравнениями регрессии.

Физические процессы, вызывающие падение предварительного натяжения (релаксация напряжений) высокопрочных болтов во времени, сложны и до сих пор изучены недостаточно. Величину падения предварительного натяжения болтов Л/?0 определяли в процессе подготовки практически всех опытных фланцевых соединений, упомянутых в работе. Статистический анализ показал, что усилия предварительного натяжения стабилизируются практически через 8 часов, причем к этому времени максимальное падение усилий затяжки не превышает 10% от первоначальной величины усилия предзатяга. После 8 часов падение усилий столь незначительно, что на практике им можно пренебречь. Поэтому было предложено контроль натяжения высокопрочных болтов на монтажной площадке осуществлять не ранее, чем через 8 часов после их затяжки.

Проведены две серии испытаний Т-образных фланцевых соединений. I серия включала 14 моделей из оптически активного материала, на которых изучали напряженное состояние фланцев в зависимости от изменения основных геометрических параметров соединения. На основании этих испытаний были назначены геометрические характеристики натурных соединений II серии. Эта серия состояла из двух групп натурных 4-х болтовых Т-образных соединений. Соединения 1 группы испытывали с применением техники лакового покрытия с целью определения эффективной ширины фланцев, обеспечивающей передачу усилий со стенки соединения на болт. Анализ результатов показал, что максимальную ши-

рину фланцев »V следует назначать из условия: 11 ~ 7*20°'

30 мм<Л<50 мм (см. рис. 2).

Геометрические характеристики, значения величин предварительного натяжения болтов натурных Т-образных фланцевых соединений 2 группы приведены в табл. 1. Материал фланцев и стенок — сталь марок: 10ХСНД, 10Г2С1 и 14Г2. Всего испытано 28 соединений. Анализ результатов испытаний показал: 1) Внешние нагрузки, вызывающие "раскрытие" фланцев Ч], и разрушающие нагрузки Ти существенно зависят от длины внутреннего плеча Ь и толщины фланцев /: при уменьшении Ь и увеличении I эти нагрузки увеличиваются. Поэтому при конструировании соединений внутреннее плечо следует назначать минимально возможным из условий размещения и затяжки болтов. Если внешнее плечо а>Ь, то оно при прочих равных условиях практически не влияет на напряженно-деформированное состояние фланцев и на величины усилий Т5 и Ти \ 2)"Максимальные изгибные напряжения во фланцах развиваются в сечении у начала сварного шва, соединяющего стенку с фланцем. В момент "раскрытия" фланцев во всех испытанных соединениях эти напряжения не достигали фактического предела текучести стали. После "раскрытия" фланцев изгибные напряжения в сечении у сварного шва резко возрастают и быстро достигают предела текучести, однако резерв упруго-пластической работы фланцев в этой локальной зоне достаточно велик; 3) Максимальные прогибы фланцев в плоскости стенки носят практически упругий характер вплоть до действия внешней нагрузки 7] и составляли для всех испытанных соединений не более 0,4 мм. При дальнейшем возрастании внешней нагрузки прогибы резко увеличиваются и носят нелинейный характер.

Проведенные исследования элементарных соединений позволили обосновать и сформулировать предельное состояние фланцевых соединений. Оно определяется действующей на соединение внешней нагрузкой, при которой происходит "раскрытие" фланцев; при этом усилия в болтах не должны превышать своих соответствующих расчетных значений, а напряжения во фланце, соединяемых элементах и сварных швах — расчетных сопротивлений соответствующих сталей по пределу текучести. С целью обеспечения максимальной жесткости соединений и долговечности высокопрочных болтов и исходя из условий предельного состояния фланцевых соединений болты следует предварительно затягивать на усилие, равное В = 0,91 Вр.

Третья глава посвящена разработке методов расчета фланцевых соединений элементов открытого профиля. Первый из них — численный — разработан с целью определения напряженного состояния фланцев, усилий в болтах и перемещений характерных точек соединения с учетом особенностей контактного взаимодействия фланцев с основанием: с ана-

Наимено вание образца Геометрические характеристики А» кН TJ4, кН т,/та

t, мм а, мм Ь, мм Автор Автор Танака Като Фишер

16Н11 16 37 31 275 164 0,91 1,01 0,98 0,81 0,73

16Н12 16 37 31 237 152 0,93 1,08 1,00 0,874 0,78

16Н21 16 52 31 285 174 0,95 1,03 1,03 0,755 0,69

16Н22 16 52 31 308 169 0,87 0,93 0,95 0,68 0,62

16Н31 16 74 31 290 185 0,93 1,08 1,03 0,72 0,68

16Н32 16 74 31 299 185 0,91 1,04 1,18 0,70 0,66

16НЗЗ 16 74 31 304 198 0,96 1,09 1,07 0,74 0,69

20HI1 20 37 31 234 166 0,93 1,00 1,02 0,97 0,80

20Н12 20 37 31 237 190 1,05 1,13 1,15 1,09 0,98

20Н21 20 52 31 304 215 1,04 1,00 1,04 0,87 0,80

20H3I 20 74 31 267 207 1,01 1,10 1,07 0,88 0,83

20Н32 20 74 31 325 234 0,98 1,02 1,13 0,82 0,77

20НЗЗ 20 74 31 343 232 0,94 0,96 1,09 0,77 0,72

25Н13 25 37 31 353 280 0,99 0,96 1,15 1,08 0,97

25Н23 25 52 31 293 252 1,10 0,92 0,99 0,93 0,85

25Н22 25 52 31 296 2(7 0,96 0,89 0,95 0,91 0,83

25Н31 25 74 31 294 250 1,02 1,03 1,04 0,96 0,91

25Н32 25 74 31 318 240 0,94 0,91 0,96 0,85 0,80

25Г1 25 35 47 298 176 0,92 0,92 1,02 0,94 0,85

25Г2 25 55 44 286 210 0,98 1,10 1,09 0,98 0,88

25 ГЗ 25 73 45 290 199 1,03 1,03 1,03 0,84 0,77

25Г4 25 35 59 290 168 0,99 1,03 1,13 1,02 0,86

25Г5 25 75 57 293 160 0,90 0,97 0,97 0,71 0,64

25Г6 25 41 70 275 128 — 0,96 0,94 0,82 0,69

25 Г7 25 71 70 284 122 — 0,91 0,94 0,61 0,53

25Г8 25 103 70 271 129 — 0,99 0,99 0,66 0,54

25С1 25 60 40 285 234 1,04 1,10 .1,09 0,98 0,88

25С2 25 60 40 349 196 0,88 1,05 1,04 0,92 0,83

логичным фланцем, как например, в случае соединения элементов растянутых поясов ферм или с полкой колонны. В последнем случае учитывается геометрическая нелинейность при совместном действии на соединение, главным образом на полку колонны, изгиба и сжатия. Алгоритм решения задачи и программа, именуемая в дальнейшем "Флора", разработаны для персональных ЭВМ типа IBM PC на языке Фортран инж. Дондышем С.А. под научным руководством и при участии автора. Основные принципы алгоритма решения задачи следующие. Формируются две области, содержащие одинаковое количество точек, взаимодействующих в процессе нагружения. Решение контактной задачи заключа-

ется в определении значений усилий контактного взаимодействия, обеспечивающих выполнение следующих условий:

А-, >0, Л, >0, (3)

где X, — парное усилие контактного взаимодействия тел; Д, — взаимное смещение узловых точек. Условие контактного взаимодействия всех точек расчетной области можно записать в виде системы уравнений метода сил. В реальных конструкциях происходит взаимное смятие контактирующих поверхностей, что эквивалентно, в случае с тонкими пластинками, взаимному "проникновению" нейтральных осей. Учитывая податливость пластин в направлении их толщины, систему уравнений метода сил можно записать следующим образом:

'ад + + ъХъ+-+ёи,Хп + \ =0,

(4)

8АХК + 8,аХг + 8пгХъ+--+8тХп + Д„ = 0.

Единичные и грузовые перемещения определяются как разность смещений пласгинок в соответствующих точках. Решение системы (4) при выполнении условий (3) требует организации итерационного процесса: на первом шаге предполагается, что все точки находятся в контакте и система (4) решается в исходном виде; по результатам решения системы (4) проверяется первое из условий (3), т.е. полученные ."реактивные" нагрузки должны быть положительными. При невыполнении этого условия для какой-либо из нагрузок соответствующий диагональный элемент матрицы (4) заменяется на условно бесконечно большой (Ю10) с целью получения в последующем решении "машинного" нуля для нагрузки, которая на первом шаге была отрицательной; на каждом последующем шаге итерации проверяются оба условия (3). При невыполнении 1-го условия диагональный элемент матрицы заменяется на бесконечно большой, а при невыполнении 2-го условия диагональный элемент восстанавливается в прежнем значении. При выполнении 1-го и 2-го условий для всех точек итерационный процесс прекращается. Коэффициенты метода сил и системы уравнений (4) находятся методом конечного элемента.

С целью оценки приемлемости и корректности численного метода расчета было выполнено сопоставление результатов расчета по программе "Флора" и экспериментальных исследований 25 натурных Т-образных фланцевых соединений. Анализ показал следующее. Напряжения и деформации, вычисленные по программе "Флора" и экспериментальные, имеют вполне удовлетворительное качественное и количественное совпадение, так например: при действии внешней нагрузки, вызывающей "раскрытие" фланцев, соотношения максимальных расчетных и экспериментальных напряжений в сечении у сварного шва составили от 1,05 до 1,14; соотношения максимальных расчетных и экспериментальных прогибов в момент "раскрытия" фланцев — от 0,84 до 1,06; соотношения

расчетных (Тл) и экспериментальных (Т<) значений нафузок, вызывающих "раскрытие" фланцев, находятся в пределах от 0,88 до 1,1 (см. табл. 1). В дальнейшем будет продолжено сопоставление результатов расчета по программе "Флора" с результатами экспериментов натурных фланцевых соединений сложных конструктивных форм.

Второй метод расчета — инженерный. При его разработке использован традиционный подход: любое по конструктивной сложности фланцевое соединение элементов открытого профиля может быть разделено на ряд элементарных Т-образных фланцевых соединений. Умея рассчитывать такое элементарное соединение, можно рассчитать, при наличии определенных условий, соединение в целом. Анализ Т-образных фланцевых соединений численным методом показал, что податливость основания слабо влияет на напряженно-деформированное и предельное состояния соединений. Поэтому предложено фланец Т-образного соединения рассматривать как балку на жестком основании. Расчетные схемы, представленные на рис. 3, предусматривают, в зависимости от геометрических характеристик, механических свойств стали и соотношений внутренних усилий, действующих в соединении, три случая: точка приложения рычажных усилий (точка контакта балки с основанием) может находится на краю балки, не достигать края, отсутствовать (жесткие фланцы). Рассмотрим, как показывает опыт, наиболее типичный случай — точка контакта не выходит на край основания. Для решения задачи об изгибе балки имеем замкнутую систему уравнений:

/?+Г-#=0, Кг+Мс -7Ъ = 0; (5)

л3

у = Я—; (6)

Щ1+р)2-В = 0\ (7)

Я = СрЛр3 + Д,. (8)

Здесь (5) — уравнения равновесия балки; (6) и (7) получены из уравнения изогнутой оси балки, а (8) — из уравнения, определяющего усилие в болте, — В = Сгу3 + В0; О — цилиндрическая жесткость фланца, при-

г />3

ходящаяся на один болт; Ст — жесткость болта; р = -; С = Ст —. Раз-

Ь' р 6£>

решая систему уравнений (7), (8) и (5) получим:

а^+цр+ар2 +Озр5 =0, (9)

где: =-1; а; = 2(р-\); а^ - р-\; щ =Ср; Р = После определения р по (9) из решения системы уравнений (5) — (8) определяем усилие в болте

В, рычажное усилие /? и изгибающий момент А/ : В = Т-^+ ^ ;

р(2+р)

Д2 + р) 2 + р

Выведены условия для определения предельных значений параметров р и г = 1 -, определяющих выбор расчетной схемы. С целью В

проверки и уточнения инженерной методики расчета было проведено сопоставление расчетных (Тз1) и экспериментальных (Г,) значений внешней нагрузки, при которой происходит "раскрытие" фланцев, являющееся предельным состоянием фланцевых соединений. Результаты сопоставле-

Т

ния представлены в табл. 1. Среднее значение отношения — составило

1,008 при среднеквадратичном отклонении <т = 0,076. Учитывая полученный разброс, были уточнены расчетные формулы для вычисления внешней нагрузки из условия прочности по болтам и изгибной прочности фланцев. В этой же таблице представлены результаты сопоставления инженерных методов расчета других авторов, которые показывают, что метод Танака дает также хорошие результаты, однако он несколько сложнее предлагаемого автором.

Глава четвертая посвящена исследованию фланцевых соединений растянутых элементов открытого и замкнутого профилей, главным образом, нижних растянутых поясов стропильных ферм. В качестве объектов экспериментальных исследований выбраны натурные фланцевые соединения следующих типов. Соединения типовых стропильных ферм (серия

1.263.2-4) с нижним поясом из J I 110x12, 125x8 и 140x12, раскосы и стойки — Л 90х7 и Л 110x7. Материал поясов — сталь марки 09Г2С, раскосов и стоек ВСтЗкп2-1. Соединения ферм с нижним поясом из широкополочных тавров (серия 1.460.3-18) из стали марки 09Г2С. Соединения элементов из круглых труб сечениями ^168x8, 9, 10 и 12, 0219x8 и 0245x10 и 12, входящих в состав типовых стропильных ферм (серия

1.467.3-17); материал труб — сталь марок Ст20, 10ХСНД, 16Г2АФ. Испытано два типа соединений: с фланцами, усиленными ребрами жесткости и без ребер, при этом каждый тип включал соединения как со сплошными, так и с прорезными фланцами. Все фланцы опытных соединений толщинами от 10 до 50 мм выполнены из стали марок 09Г2С, 14Г2АФ, 16Г2АФ и ВСтЗсп5-1. Все болты — высокопрочные, класса прочности 11.9 с предварительным натяжением 245 кН. Испытания натурных соединений поясов ферм из парных уголков и труб с количеством болтов 8 и более проводили в специальном стенде оригинальной, конструкции (авт. свид. № 853452), остальные соединения — в "напольном"

стенде рычажного типа мощностью до 4000 кН. Всего испытано 25 соединений.

. В результате испытаний соединений элементов открытого профиля изучено напряженно-деформированное состояние фланцев, болтов и соединяемых элементов. Установлено, что максимальные значения изгиб-ных напряжений фланцев при их толщине 20 мм и более и действии внешних нагрузок, вызывающих развитие расчетных усилий в болтах (Вр), не превышают расчетных сопротивлений стали фланцев изгибу по

пределу текучести. Экспериментально доказано, что во фланцах соединений элементов открытого профиля по характеру развития усилий в болтах и изгибньгх напряжений можно выделить две зоны: внутреннюю (ВЗ), ограниченную с двух сторон элементами профиля, и наружную (НЗ), ограниченную элементом профиля с одной стороны. За счет большей жесткости фланцев болты ВЗ воспринимают большую часть внешней нагрузки, что приводит к более раннему достижению расчетных усилий в болтах ВЗ по сравнению с болтами НЗ. Получена экспериментальная зависимость между толщиной фланцев и соотношением усилий в болтах ВЗ и НЗ от действия внешней нагрузки. Показано, что болты ВЗ фланцев толщиной не менее 20 мм работают так же, как болты соединений с жесткими фланцами, когда рычажные усилия практически отсутствуют и максимальная величина внешнего усилия, передаваемая болтами ВЗ при принятом предельном состоянии, составляет 0,9Вр. Достоверность этих выводов подтверждена сопоставительным анализом величин рычажных усилий в болтах НЗ, рассчитанных по результатам экспериментов и теоретически, — разница между ними составила в среднем 9,4 % .

Разработана инженерная методика расчета и проектирования фланцевых соединений растянутых элементов открытого профиля. Она основана на инженерной методике расчета элементарных Т-образных фланцевых соединений, совокупность которых может представить фланцевое соединение элементов открытого профиля любой конструктивной формы и установленной закономерности распределения внешней нагрузки между болтами наружной и внутренней зон соединения. Сопоставление экспериментальных и рассчитанных по этой методике значений внешней нагрузки, вызывающей "раскрытие" фланцев — предельное состояние соединений, — показало удовлетворительную сходимость: соотношения между этими значениями находится в пределах от 0,9 до 1,09. Эта методика рекомендована для практического применения в условиях отсутствия персональных ЭВМ.

Был продолжен сопоставительный анализ численного метода расчета фланцевых соединений элементов открытого профиля по программе "Флора" с результатами экспериментальных исследований. Зафиксирована удовлетворительная сходимость между теоретическими и экспериментальными значениями внешних предельных нагрузок, вызывающих "раскрытие" фланцев в зоне наиболее нагруженных болтов, — соотношения

между этими значениями находятся в пределах от 0,91 до 1,03. Установлено также, что в предельном состоянии соединений сходимость между теоретическими и экспериментальными значениями усилий в болтах, из-гибных напряжений фланцев и их максимальных прогибов также вполне удовлетворительная (в качестве примеров на рис. 4, 5 и 6 показаны эти сопоставления для отдельных испытанных соединений). Это дает основания рекомендовать программу "Флора" для практического применения при расчете и проектировании фланцевых соединений растянутых элементов открытого профиля при условии наличия персональных ЭВМ.

Анализ напряженно-деформированного состояния элементов фланцевых соединений круглых труб без ребер жесткости показал, что в отличие от соединений с ребрами напряжения на внешней поверхности трубы в зоне сварного шва уже на ранних стадиях нагружения превышают предел текучести. Поэтому такие соединения приводят к необходимости снижения расчетного усилия трубы и недоиспользованию ее прочности в номинальном сечении. Показано, что при одинаковых геометрических параметрах и механических свойствах материалов соединений достижение расчетных усилий в болтах фланцевых соединениях с ребрами жесткости наступает при нагрузках, более чем в 1,5 раза превышающих нагрузки фланцевых соединений без ребер жесткости. Полученные результаты позволяют рекомендовать соединения с ребрами жесткости как наиболее эффективную конструктивную форму фланцевых соединений круглых труб. Выявлено, что при толщине фланцев г > 20 мм и соблюдении соответствующих правил конструирования расчет на прочность фланцевых соединений круглых труб с ребрами жесткости может быть ограничен расчетом прочности сварных швов и болтов.

Исследования показали, что в целом ряде случаев расчет фланцев может быть ограничен оценкой их минимальной толщины, при которой усилия в болтах достигают расчетных значений с одновременным развитием механизма пластических шарниров фланцев. Решение этой задачи может быть полезным особенно для фланцевых соединений элементов замкнутого профиля. В главе I было показано, что фланцевые соединения могут быть разделены на три группы-, с гибкими, полужесткими и жесткими фланцами. Очевидно, что минимальная толщина фланцев 2 группы является максимальной для соединений 1 группы — с гибкими фланцами. Для оценки толщины фланцев использовали метод предельного равновесия, основанный на гипотезе о жесткопластической стали фланцев, подчиняющейся диаграмме Прандтля. На рис. 7 показана расчетная схема иллюстрирующая механизм пластических шарниров фланцев элементарного Т-образного соединения с гибкими фланцами. Уравнение работ внешних и внутренних сил в стадии предельного равновесия имеет вид:

кН

200

400

800

' оН ттп ..и I 1 1 1 И 1,

1 0|- 1 ■я '

1 1 1 ! 1 у

1 1

1 т

Т, кН

400

800

1200

1600 2000

2400

Рис.5 Расчетные и экспериментальные усредненные усилия в болтах внутренней - 3£ и нару;;сной -В" зон опытного фланцевого соединения Т-4.

Рис. 6 Расчетные' и эксперишталыше устэедненные усилия в болтах внутренней - В6" и наруглой - Вн зон опытного Сланцевого соединения 7-и.

и isl nX 4«

1 ( /V ni \

t i e J

-е

i5 J

?пс.7 Схема лши11 пластических Еаонирсв для • расчета толщины фланцев Т-образного соединения в стадии предельного равновесия.

Рис. 6 последовательность определения линии шарниров пластичности Т-3 (а,б,в). Забою схеш расчета толщины фланцев в стадии предельного равновесия (г).

d

Б

где Л/ = тЬ = ——Ь 4

ТЗ=М<р,

пластический момент, <р = = —; тогда

о

1 = 2

Т Ь

Ь

(Ю)

(1.1)

Основная проблема для оценки фланцевых соединений сложных

конструкций — определение параметра, аналогичного формулы (11),

который, в конечном счете, зависит от местоположения линий шарниров пластичности. Последнее осуществляли на опытных фланцевых соединениях характерных конструктивных форм измерением остаточных прогибов фланцев после завершения испытаний на статическое растяжение с помощью специального приспособления. На рис. 8 представлены в качестве примера определение местоположения линий пластических шарниров и принятые схемы расчета. Для этих схем уравнение предельного равновесия имеет вид:

^ПИ — Л, IV + Лч1

(12)

где Лт — работа внешней нагрузки на перемещение 5; Л„у — работа пластического момента на угле поворота прямолинейных участков; Ажк — то же между пересекающимися жестко защемленными кромками (заштрихованные участки схем). Определенные сложности вызывает расчет /4ЖК, состоящей из слагаемых, каждое из которых представляет работу в граничной криволинейной шарнирной линии, в конусоидальном шарнирном поле и по отдельным прямолинейным линиям соответственно. Решением ряда задач были получены аналитические выражения для

определения каждой составляющей

^ЖК'

после чего расчет толщины

фланцев не вызывает трудностей. Например, для опытного соединения Т-3 (рис. 8) полученное уравнение работ имеет вид:

Т„.,8 = Ът6

АБ + ЕД

АБ

+ 2{ж-р)

1 +

1п

АВ^ ОС

л-Р

.03)

тогда

'= т^. (14>

2а уЬ

где Ь — выражение в фигурных скобках уравнения (13). По этой методике были определены толщины фланцев для опытных соединений, имеющих фактическую толщину от 10 до 22 мм. Сопоставление расчет

ных толщин с их фактическими значениями показало, что разность между ними не превышает 9 % .

В главе пятой представлены результаты исследований сопротивления усталости фланцевых соединений. Необходимость этих исследований обусловлена двумя причинами. В большинстве случаев в процессе нагру-жения фланцевых соединений возникают рычажные усилия, которые вызывают развитие дополнительных изгибных напряжений в болтах, способные уменьшить величину предварительного натяжения болтов на первых циклах нагружения и, следовательно, циклическую долговечность болтов. Конструктивная форма фланцевых соединений — наличие взаимно перпендикулярных элементов, соединенных сварными швами, — вызывает значительную концентрацию напряжений в зоне сварных швов, на величину которой могут оказать существенное влияние способы обра. ботки сварных швов или наличие технологических дефектов.

Проведены испытания трех серий натурных фланцевых соединений: серия "ГФ" — Т-образные 2-х болтовые соединения с толщинами фланцев 20,25 и 30 мм (18 соединений); серия "К" — 4-х болтовые соединения круглых труб (¿168x8, усиленные ребрами жесткости, с толщинами фланцев 22 и 25 мм (6 соединений); серия "ТЦ" — 4-х болтовые соединения широкополочных тавров типа 10Шт1 с толщиной фланцев 25 мм (4 соединения). Фланцы изготовлены из сталей марок 09Г2С, 10Г2С1, ВСтЗпсб-1. Сварка фланцев с профилями всех серий — ручная, электродами Э50А. Сварные соединения серий "К" и "ТЦ" — без разделки кро-. мок. Все болты — высокопрочные М24 класса прочности 11.9 с предварительным натяжением в пределах Д> = (0,8-Н,0)йр. Максимальная внеш. няя нагрузка на соединения серий "К" и "ТЦ" составляла ^пах = (0,76-И,0)/\'[М где ЛГр — расчетное усилие соединяемых элементов.

Коэффициент асимметрии цикла меняли в пределах от 0,5 до 0,7. Условия нагружения соединений серии "ГФ" такие же, как и при испытаниях на циклическую прочность одноболтовых соединений (гл. 2). Все соединения запроектированы таким образом, чтобы усилия в болтах при действии Т не превышали расчетных значений. Были привлечены также результаты испытаний на усталость сварных тавровых соединений с лобовыми швами с разделкой и без разделки кромок, выполненных к.т.н. Евдокимовым В.В.

Анализ результатов исследований позволил установить следующее. Разрушение натурных соединений при циклических нагрузках с коэффициентом асимметрии от 0,2 до 0,7 происходило в области ограниченной и малоцикловой усталости: 104 <N<2106 в результате разрыва как болтов, так и сварных соединений фланцев с профилем. Выявлена экспериментальная зависимость между амплитудой номинальных напряжений и циклической долговечностью высокопрочных болтов. Получено уравнение регрессии усталости болтов:

lg Ы = 8,307 -l,831g<T„; (15)

выборочный коэффициент корреляции — 0,924, среднеквадратическое отклонение по lg N — 0,256.

Установлена зависимость между эквивалентной амплитудой номинальных напряжений растянутых элементов и циклической долговечностью сварных соединений фланцев с этими элементами. Пострены расчетные кривые усталости сварных соединений в зависимости от типа исполнения и дефектов швов.

Циклическую долговечность фланцевых соединений в целом следует определять как наименьшую из расчетных значений по болтам и сварным соединениям фланцев с профилем. С целью повышения циклической долговечности фланцевых соединений следует предусматривать при их ■ изготовлении использование простых технологических приемов, уменьшающих сварочные деформации фланцев для обеспечения минимально необходимой площади контакта фланцев в зоне болтов, а сварные швы, соединяющие фланцы с профилем, выполнять с разделкой кромок, а при необходимости с их последующей механической обработкой.

Глава шестая посвящена исследованию фланцевых соединений изгибаемых элементов (рамных фланцевых соединений). Для экспериментальных исследований выбраны натурные рамные соединения наиболее распространенных конструктивных форм (см. рис. 9). Присоединяемые элементы — широкополочные двутавры высотой от 400 до 800 мм включительно. Опытные соединения входили в состав консольных балок, симметрично с двух сторон присоединенных к "жесткой" колонне (см. рис. 10). Анализ результатов испытаний показал следующее.

Характер развития изгибных напряжений в балке в сечении непосредственно у фланца отличается от линейного, что объясняется дискретной передачей усилий через болты и зависит от конструкции соединения. Напряжения сжатия "концентрируются" ближе к сжатому поясу и тем более, чем выше высота профиля балки. У всех опытных соединений максимальная величина изгибных напряжений в балке при действии внешних нагрузок, вызывающих "раскрытие" фланцев в зоне наиболее нагру-. женных болтов (предельное состояние соединений), не превышала рас-' четных значений предела текучести стали балок. Выявлено также, что распределение внешних усилий между болтами внутренних и внешних зон аналогично соединениям, работающим на центральное растяжение, и зависит от конструкции соединения: для фланцевых соединений с уже-, сточающим верхним ребром приращение усилий происходит быстрее в первом ряду болтов; в соединениях без ребер более интенсивное приращение усилий происходит в болтах внутренней зоны 2-го ряда; болты 3-го ряда растянутой части стенки воспринимают незначительную часть внешней нагрузки, но повышают жесткость соединения в целом. Усилия в болтах сжатой части, как правило, незначительно — на 15-20 кН — уменьшаются в процессе нагружения соединений. На рис. И в качестве

Рис.9 Схемы опытных рамных фланцевых соединений

Рис. 10 Схема испытаний рамных фланцевых соединений.

I - опорная балка; 2 - домкрат; 3 - опорные стойки; 4 - изгибаемый элемент с фланцевым соединением; 5 -прогибомеры; 6 - "жесткая колонна".

200 400 600 800 Í200 I'IOO' 1600

Рис. П Приращение усилий в болтах опытного соединения Р80-3.

примера приведены экспериментальные графики приращения усилии в болтах опытного соединения Р80-3. По диаграммам развития усилий в болтах установлены значения внешних изгибающих моментов Л/(, при которых происходит "раскрытие" фланцев, являющееся предельным состоянием соединения. Для всех опытных соединений построены зависимости М-а, характеризующие жесткость соединения. Показано, что вплоть до действия предельных моментов М, жесткость опытных соединений носит линейный характер; при действии больших моментов жесткость изменяется нелинейно. Изучено влияние конструктивной формы соединения (высота профиля балки, количество болтов, наличие ребра жесткости, вутов) на изменение его жесткости. Сопоставление экспериментальных зависимостей М-а с теоретическими, подсчитанными по программе "Флора", показало удовлетворительную сходимость в предельном состоянии фланцевых соединений — теоретические значения жесткости несколько меньше экспериментальных, но не более чем на 15 %. На графиках рис. 12 показаны примеры этого сопоставления.

На основании экспериментальных исследований разработаны расчетные схемы и инженерная методика расчета максимальных изгибающих моментов и продольных усилий, которые способны воспринимать фланцевые соединения в предельном состоянии. Сопоставление предельных изгибающих моментов, рассчитанных по этой методике, с экспериментальными показывает их удовлетворительную сходимость — соотношения этих значений находятся в пределах от 0,92 до 1,08.

Разработана методика расчета балок в системе "балка + колонна" с учетом реальной изгибной жесткости соединений. Она позволяет определять действительный момент, который может передавать соединение, и соответствующий этому моменту угол поворота в зависимости от жесткости соединения и ответной ему части колонны, а также от прочности стали и геометрических характеристик балки и вида ее загружения; причем при действии этого момента в зависимости от изгибной жесткости соединений в балке будут развиваться максимальные изгибные напряжения, равные пределу текучести стали балки, в середине пролета балки, на опорах или одновременно — в середине пролета и на опорах. Она основана на условии, что опорный поворот балки, характеризуемый так называемой балочной линией, равен сумме поворота колонны и соединения, характеризуемой кривой М-а, и условие совместности будет удовлетворяться при пересечении балочной линии с кривой М - а. В качестве примера аналитически описана и построена балочная линия ЛВС (см. рис. 13) для балки, имеющей пролет /, момент инерции / и находящейся под действием равномерной нагрузки ц. Уравнение, представляющее часть балочной линии ВС имеет вид:

а = М ~—Л/—. (16)

'3Е1 е6Е1

Рис. 12 Сопоставление расчетных ----)и экспериментальных (-) зависимостей М - ОС опытных соединений группы Р55.

уровнем максимальных изгибных напряжений, равных пределу текучести стали балки.

На этой части балочной линии максимальные нзгибные напряжения, равные пределу текучести стали, будут всегда развиваться в середине пролога балки. Уравнение части балочной линии АВ имеет вид:

а = Мс——Л/,.—. (17)

'3£7 > ЬЕ1

На этом отрезке нзгибные напряжения текучести будут всегда развиваться на опорах балки. В точке В, где а = Му~, нзгибные напряжения текучести развиваются одновременно на опорах и в середине пролета балки. Пересечение балочной линии с кривой М-а будет определять момент, который может передать соединение балки с колонной, соответствующий ему угол поворота и нагрузку с/, которую может воспринимать при этих условиях балка (на рис. ] 3 т. Д).

Методика позволяет выявлять резервы максимального использования несущей способности балок и определять условия их практически полной реализации — когда максимальные нзгибные напряжения в балке, равные пределу текучести ее стали, будут развиваться одновременно на опорах и в середине пролета балки. Показано, что разработанная методика дает возможность, при прочих равных условиях, увеличивать внешнюю нагрузку на балку до 16 % — в случае соединения балок с абсолютно жесткой колонной и до 33 % — в случае учета жесткости ответной соединению части колонны. В работе отмечается необходимость и перспективность развития направления, связанного с расчетом и проектированием стальных каркасов одно- и многоэтажных зданий с учетом реальной изгибной жесткости соединений.

Вторая часть диссертационной работы посвящена исследованию болтовых соединений, работающих на сдвиг.

В главе седьмой представлены результаты исследований поведения элементарных одноболтовых срезных и фрикционно-срезных соединений. Исследуемые вопросы разделены на три взаимосвязанные группы. Первая группа — деформативность и несущая способность болтов при работе па срез. Эксперименты проводили на болтах М16, М20, М24 обычной прочности — класса 5.8 по ГОСТ 1759-70, повышенной прочности — класса 8.8 по ТУ 14-4-1307-85, высокой прочности — класса 10.9 по ГОСТ 1759-70 и класса 11.9 по ГОСТ 22353-77* — ГОСТ 22356-77*. Испытания проводили в приспособлении, имитирующем двухсрезное соединение, причем все детали с целью исключения перемещений смятия выполнены из стали ХВГ с твердостью 60-65 ИКС.'. Методами регрессионного анализа результатов испытаний получена эмпирическая зависимость по нижней границе трехстандартного отклонения между усилиями среза и перемещениями среза и изгиба стержней болтов М16, М20, М24 классов прочности 5.8, 8.8, 10.9 и 11.9. Перемещения среза и изгиба стержней болтов независимо от их диаметра при действии расчетных усилий, определенных по действующим нормам СНиП П-23-81, состави-

ли для болтов классов прочности 5.8, 10.9 и 11.9 не более 1 мм, а для болтов класса 8.8 — не более 0,6 мм с обеспеченностью 0,997 по нижней границе трехстандартного отклонения. Установлено также, что положение резьбы болта, независимо от его диаметра и класса прочности, в пределах прилегающей к гайке накладки на расстоянии не более 0,5/ от ее внешней плоскости (где t — толщина накладки) не снижает несущей способности болтов. Практическая реализация этого вывода позволит существенно уменьшить номенклатуру болтов по длинам и упростить их комплектацию на монтаже по сравнению с действующими нормами, регламентирующими положение резьбы болта вне пакета соединяемых элементов.

Вторая группа вопросов связана с исследованием поведения одно-болтовых срезных соединений при работе соединяемых элементов на смятие. Испытывали соединения двух типов. Первый —двухсрезные соединения с болтами М16, М20, М24 классов прочности 5.8 и 8.8. Накладки толщиной по 25 мм выполнены из стали ХВГ с целью исключения деформаций смятия болтом. Диаметр отверстий под болты превышал диаметр болтов на 0,5-2 мм. Второй тип — односрезные соединения с болтами М16, М20, М24 класса прочности 10.9 и 11.9. Элементы соединений выполняли из стали одной толщины и прочности. Диаметры сверленых отверстий под болты приняты в соответствии с требованиями действующих норм. Толщины исследуемых элементов всех опытных соединений, варьировали в пределах от 4 до 20 мм и выполнены из стали трех групп прочности: марок ВстЗпс, сп, кп; 09Г2, 09Г2С и ЮХСНД; 16Г2АФ. Каждая серия опытных соединений состояла из нескольких групп, которые отличались расстоянием от центра отверстия до края соединяемого элемента вдоль действия усилия с в пределах от e = l,¡d до e = 5f)d, где d — диаметр болта. Всего испытано около 200 соединений. Методами планирования эксперимента установлена определенная последовательность проведения испытаний. Анализ результатов экспериментальных исследований показал, что работа соединяемых элементов на смятие сопровождается развитием значительных упруго-пластических перемещений материала соединяемых элементов перед болтом — до 12-14 мм (например, рис. 14), при этом усилия, вызывающие разрушение элемента по смятию, в 2-3 раза выше расчетных по действующим нормам. Это свидетельствует о значительных резервах несущей способности соединяемых элементов по смятию. В связи с этим очевидна целесообразность выполнения расчетов соединяемых элементов на смятие по деформационному критерию прочности, когда усилие, которое может воспринимать соединение, определяется в зависимости от заданных предельных деформаций смятия, являющихся критерием предельного состояния конструкции по эксплуатационной пригодности. Установлена зависимость между усилиями сдвига, которые могут быть восприняты соединением и расстоянием от центра отверстия до края соединяемого элемента (е). В соответствии с

Рис. 14 Экспериментальные зависимости между усилиями сдвига и перемещениями смятия исследуемых элементов при различных значениях параметра еМ .

Рис. 15 Экспериментальные усредненные зависимости между усилиями сдвига и расстояниями от центра отверстия до края элемента вдоль действия усилия для соединений 6-13.

эгои зависимостью усилия сдвига линейно возрастают по мере увеличения параметра с и при е = Ъс1 достигают макисимальных значений (см. рис. 15). Показано, что увеличение расстояния от центра отверстия до края элемента до М при прочих равных условиях позволит повысить усилия сдвига, которые могут быть восприняты соединением в 1,35-1,4 раза по сравнению с действующими нормами. По данным экспериментальных исследований и на основании полученных частных зависимостей между усилиями сдвига, которые могут быть восприняты соединением, Л\ (кН), и расстоянием е, толщинами I (см) и временными сопротивлениями сталей соединяемых элементов <хи (МПа), диаметрами болтов с1 (см) были получены эмпирические зависимости вида:

Л? = *,£Л<г„/(Д), (18)

где ке - коэффициент, учитывающий расстояние е: ке = 1,0 при с > 3,0Л;

кг = 0,27+0,2— при 1,5 <е 23,Ой?; Д - перемещения смятия соединяемого с/

элемента в мм. Методами регрессионного анализа получены эмпирические зависимости по нижней границе трехстандартного отклонения с обеспеченностью 0,997 для определения /(А):

- для болтов класса прочности 5.8 и 8.8

[0,147Д 0 < Д < 0,8 мм

/(А) = | , ; (19)

[0,085 + 0,044Д -0,004А 0,8 < Д < 5,0 мм

- для болтов класса прочности 10.9 и 11.9

[0,127Д 0< А <0,8 мм

ДАМ , • (20)

[0,067 + 0,045Д -О.ООЗЗД1 0,8 < Д < 5,0 мм

Анализ показал, что при предельных перемещениях смятия одного элемента, равных 2 мм, предельные усилия, которые могут быть восприняты соединением, выше усилий, рассчитанных по действующим нормам, почти в 1,3 раза, а при перемещениях смятия 3 мм — почти в 1,5 раза. Это свидетельствует о существенных резервах сопротивлению смятия срезных соединений и о возможности эффективного использования в таких соединениях болтов класса прочности 8.8, 10.9 и 11.9.

Третья группа вопросов связана с исследованием одноболтовых фрикционно-срезных соединений. Эксперименты проводили на одноболтовых одно- и двухсрезных соединениях, состоящих из пластин одной ширины, толщины и прочности. Ширина опытных соединений принята равной 8с/, толщины соединяемых элементов — от 4 до 16 мм, а их прочность а„ — от 365 до 630 МПа. Разность диаметров отверстий и болтов составляла от 2 до 2,5 мм. Контроль величины предварительного натяжения болтов М24 класса прочности 11.9 (В0 =270 кН) и изменение усилия предзатяга в процессе испытаний осуществляли с помощью электро-тензометрирования. Всего испытано 28 соединений. Анализ результатов

показал следующее. На первом этапе, когда соединение работает как фрикционное, при действии внешней нагрузки, вызывающей развитие суммарных перемещений соединяемых элементов до 0,3 мм (точка сгра-гнванпя), усилие Ви падает на 5-10%. На втором — при сдвиге соединяемых элементов относительно друг друга до вступления в контакт болтов с поверхностью отверстий (перемещения общего сдвига Дц) усилия в болтах практически не изменяются. На третьем этапе — с момента вступления болтов в работу на срез, а соединяемых элементов на смятие — в большинстве случаев наблюдали падение усилий предварительного натяжения, главным образом, за счет уменьшения толщины пакета в зоне контакта соединяемых элементов. Методами регрессионного анализа результатов испытаний получена зависимость изменения усилий предварительного натяжения в болтах от величины перемещений смятия соединяемого элемента по нижней границе трехстандартного отклонения с обеспеченностью 0,997:

В, = Ва/Л (А) = 4(0,85 -0.024Л). (21)

Исходя из условия неизменности коэффициента трения в соединениях, был проведен раздельный анализ усилий, воспринимаемых соединениями за счет сопротивления смятию соединяемых элементов и трению (в качестве примера см. рис. 16). Было показано, что полученная эмпирическая зависимость между перемещениями смятия соединяемого элемента и внешними усилиями сдвига, их вызывающими, для одноболтовых срезных соединений справедлива и для одноболтовых фрикционно-срезных. Таким образом, если в одноболтовом фрикционно-срезном соединении критическим параметром является сопротивление соединяемых элементов смятию, то нагрузку, которую может воспринять соединение, можно определять по формуле:

N = N, + N<b=kedlaJ(^) + ^^nД)Ml^), (22)

где ц — коэффициент трения; п5 — количество поверхностей трения соединяемых элементов.

В восьмой главе представлены результаты исследования циклической долговечности срезных и фрикционно-срезных соединений. На первом этапе изучали характер распределения нормальных упруго-пластических деформаций (напряжений) по сечению нетто (ослабленному отверстием для болга) в зависимости от величины перемещений смятия болтом поверхности отверстия и ширины элемента при статическом на-гружении. Опытные соединения состояли из собственно исследуемого элемента — сталь марки ВСтЗпс-6 и двух накладок, выполненных из стали марки ХВГ с твердостью НЯС 60-65. Такие накладки практически исключали деформации смятия поверхности их отверстий болтами. Распределение деформаций по сечению нетто в исследуемых элементах изучали с помощью малобазных фольгированных тензорезистеров больших деформаций по методике проф. Злочевского А.Б. Было установлено.

1

g

ю-z

t- 8мм, Su *43IMIla, M34 ( ПО I

A, мм

Рис. 16 Поведение одноболтового фрикционно-срезного опытного соединения N"3-2.--экспериментальная зависимость между внешними усилиями сдвига и деформациями смятия соединяемого элемента;----то же, расчетная по средним .значениям;----то же, расчетная

по нижней границе доверительного интервала;-+-

- экспериментальная зависимость межцу внешними усилиями сдвига, деформациями смятия соединяемого эле-' мента и усилиями натяжения высокопрочного болта.

и, и

(г)

4 ьь ю'' г з 4 ь g

ю' а л 4 ь 6

Рис. 17 Сопоставление циклической долговечности срезных и фрикционно-срезных соединений, о - одно и двухбол-товне срезные соединения при р = 0,5 и 0,1 ; А -фрикционно-срезные соединения, о = 0,5.

д

ь

что внешние усилия, независимо от их величины и, следовательно, величины перемещений смятия, передаются через сечение нетто соединяемого элемента шириной не более 2с'<5(7, где е' — расстояние от центра отверстия до края соединяемого элемента поперек действия внешнего усилия.

Исследования циклической долговечности соединений проводили на одно- и двухболтовых однорядных соединениях такой же конструкции, как и опытные соединения первого этапа. Исследуемые элементы срезных соединений были выполнены из сгалп марок ВСтЗпсб и ЮХСНД, толщинами 7 и В мм, шириной 2е' = 5d и Id — одпоболтовые и 7,5(I и 9,5d — двухбол говые; расстояние между центрами отверстий — 2,5d. Исследуемые элементы фрикционно-срезных соединений были выполнены из стали ВСтЗисб толщиной 8 мм и шириной 2с''=8,0</; болты класса прочности 11.9, усилие предварительного натяжения 270 к11. Коэффициенты асимметрии циклов нагружения: для срезных соединений р.=0,5 и 1,0; для фрикционно-срезных р = 0,5. Перед началом испытаний соединения нагружали до развития требуемых деформации смятия и о г достигнутых усилий yVm.14 при заданном коэффициенте асимметрии определяли Nmm. Через каждые 5-10 тыс. циклов нагружения измеряли перемещения смятия и усилия предварительного натяжения болтов. Всего испытано 38 соединений.

В результате проведенных испытаний было установлено: изменение ширины одпоболтовых соединений от 2е' =5d до le' = Id практически не влияет на циклическую долговечность соединений, а минимальное расстояние между центрами отверстий поперек действия внешних усилий может быть принято равным 2,5d; изменение прочности стали исследуемых элементов в пределах аи = 430ч- 550 МПа слабо влияет на циклическую долговечность соединений. Методами регрессионного анализа результатов испытаний получены уравнения для определения средних значений (рис. 17, уравнение 1) и по нижней границе доверительного интервала с обеспеченностью 0,997 (уравнение (2) циклической долговечности срезных болтовых соединений в зависимости ог перемещений смятия соединяемых элементов при изменении коэффициента асимметрии нагружения. в пределах: 0<р<0,8. Показано, что эффективное использование срезных соединений элементов, подверженных воздействию циклических нагрузок, возможно, если по условиям эксплуатации число циклов на-[ ружеиия не будет превышать Ю3.

Установлено, что циклическая долговечность фрикционно-срезных соединений при тех же значениях перемещений смятия соединяемых элементов и при значительном повышении нагрузки в десятки раз превышает циклическую прочность срезных соединений при прочих равных условиях (см. рис. 17). Это объясняется благоприятным тормозящим воз-

действием зоны сжимающих напряжений в околоболтовой области пакета соединяемых элементов от действия предварительного натяжения болта на проработку упруго-пластических деформаций, образование и разните усталостных трещин. Представлены предложения по расчету циклической долговечности фрпкционно-срезных соединений.

Глава девятая посвящена исследованию поведения многоболтовых срезных и фрикционно-срезных соединений и обоснованию метода их расчета. Очевидно, что работоспособность многоболтового соединения обеспечена, если: Д>Дгде Д = Ду + Ау, — перемещения сдвига и изгиба

стержней болтов и смятия соединяемых элементов; Д, = /(/Д^,,^) —-перемещения, необходимые для включения каждою болта в работу и обеспечения достаточно равномерного распределения внешних усилий между болтами, здесь /, <1. с(, — номинальные размеры соединения, диаметры стержня болта и отверстия,, соответственно; 5 — отклонение

размеров от номинальных значений, которые включают: расстояния между центрами смежных и крайних отверстий в группе, а также между группами отверстий в элементе конструкции, диаметры отверстий и наружные диаметры стержней болтов. Величины отклонений первых четырех типов зависят от технологических приемов разметки и образования отверстий. В настоящее время на заводах-изготовителях стальных конструкций разметка центров отверстий производится координатным способом, а образование отверстий — по наметке или шаблону с втулками. Выполнен анализ действующих нормативных предельных отклонений и аналитически решена задача собираемости соединений. Это позволило установить, что при существующих нормативных допусках на образование отверстий при разметке их центров координатным способом полная собираемость соединений обеспечивается всегда, независимо от способа образования отверстий, числа срезов, рядов и количества болтов в соединении. Поэтому в дальнейшем рассматриваются соединения с отверстиями, разметка центров которых выполнена координатным способом, а их образование — по наметке или шаблону с втулками по действующим нормативным предельным отклонениям.

Решена задача последовательности включения болтов в работу многоболтовых соединений. Для определения деформаций, необходимых для включения болтов в работу, использовали методы теории вероятностей. Отклонения расстояний между центрами отверстий считали .случайными величинами, распределенными по нормальному закону. Допустим, что после основной сдвижки на величину, равную какой-либо болт вступил в контакт с поверхностью отверстия. Требуется определить вероятность того, что по крайней мере еще один болт соединения с обеспеченностью Р включится в работу, — Рх. Эта вероятность может быть найдена из уравнения:

1-(1-/?)" = />*, (23)

где п — количество болтов, Р* =0,9972.

Вероятность того, что по крайней мере два болта соединения включатся в работу, — Р2\

I -(I - Р2)"-иР2(1 - Рг)"А = Р'\ (24)

по. крайней мере / болтов соединения — /}:

I - (I-Р,)"-п Р,(\-/]Г'-^—^Р^-Р,)"-1-...-^\\-Р,Г'п = Р', (25)

где С'„ — число сочетаний из п по /; все бол ш соединения — Рп:

р;; = р* (26) Для случайных величин, распределенных по нормальному закону

= (27)

где /; - одна из указанных выше вероятностен; Ф ^—— значение

нормальной функции распределения; а — стандарт черноты, возникающей за счег отклонения расстояний между центрами двух отверстий.

Введем обозначение: : = Величину г находим по значению

а

нормальной функции распределения из следующего выражения:

1 2

Ф*(:) = -- - с/1. (28)

2 к 1

-оо

___ _

Учитывая, что г = Зет = + З1 = 3-^2, или а = '—, где 3 — ог-

3

клонение расстояний между центрами отверстий, получаем:

(29)

Для решения задачи составлена программа расчета па персональной ЭВМ. Был и полечены численные значения деформаций сдвша болтов Или смятия соединяемых элементов, необходимых для включения каждого из болтов однорядного с одной и двумя плоскостями срезов соединений при числе болтов до 10 с отверстиями, образованными но наметке и по шаблону с втулками. Задача справедлива и для многорядных соединений, поскольку нормируемые предельные отклонения этих соединений не превосходят те же отклонения для однорядных. Зная значдшя деформаций, усилие сдвига которое может быть воспринято соеди-

псмисм с элементами, работающими па смягне, можно определить в со-онкчетвпп с формулой (18) следующим образом:

-V = /с.(/Г(т1([ /(Л) + /(Л- ЛЛ) + ./(А- ЛЛ,)+. ..+/(Л - АЛ„)], (30) где АЛ,АЛ,,...,А/], — деформации, определяемые формулой (29) пли по таблицам, приведенным в работе. На рис. 18 в качестве примера приведена условная диаграмма поведения многоболтового соединения.

При расчете болтов на срез современные нормы используют силовой критерий — полное разрушение болтов (потеря несущей способности, предельное состояние 1А). Такой подход, как показали результаты исследований, представленные в главе 7, вполне правомерен. Практикующийся до настоящего времени расчет на смятие соединяемых элементов не имеет в виду никакого конкретного предельного состояния. В главе 7 было показано, что сопротивление соединяемых элементов смятию сопровождается развитием значительных перемещений смятия, которые могут привести к необходимости прекращения эксплуатации конструкции (потеря эксплуатационной пригодности, предельное состояние 1Б). Поэтому для соединений, элементы которых работают на смятие, целесообразен расчет по деформационному критерию, когда предельное состояние соединения в расчетах на прочность определяется такими перемещениями смятия, при которых требуется полное прекращение эксплуатации соединения, хотя оно и не разрушилось. Такой расчет будет адекватно отвечать действительному поведению соединения. Сказанное справедливо и для фрикциопно-срезных соединений, в том числе при расчете усилия, передаваемого за счет фрикционного эффекта по формуле (22), также зависящего от величины перемещения соединяемых элементов.

Таким образом, в соответствии с принципами метода предельных состояний расчет на прочность соединений, воспринимающих сдвиговые шнрузки, предлагается выполнять следующим образом. Для срезных и фрикцпонно-срсзных соединений - по полному срезу болтов (предельное состояние 1А — по несущей способности):

(31)

- по смещениям соединяемых элементов (предельное состояние 1Б по эксплуатационной пригодности): для срезных соединении

N < Ыкг{к), (32)

для фрнкцномно-срезных соединений

N<NRl„(u) + N,tr(u). (33)'

Максимальное усилие, которое может быть воспринято соединением, определяет ся: для срезных соединений

N = пни Л^д/,(и)}, (34)

для фрикциопно-срезных соединений

/V = 1тнп!Nlt|■ ым(и) + Л^И)!; (35)

Рис. 13 .'Зависимости между усилиями сдвига и деформациями смятия соединяемых элементов многоболтового соединения.

-- при одновременном включении болтов в работу;

------ -при неодновременном включении болтов в работу;

©,©,•••© -Для каждого болта соединения.

|де Л' - внешнее усилие; Л/к;, — расчетное усилие, которое может бы п. воспринят соединением та счет сопротивления болтов срету; Л';(ф - то жо. та счет сопротивления трению контактирующих плоскостей соединяемых элемент» от предварительного натяжения болтов в зависимости от заданных перемещений смятия соединяемых элементов; /V,,,, — то же, за счет сопротивления соединяемых элементов смятию в зависимости от заданных предельных перемещений смятия. Величины и N 1№ определяют на основе методик, изложенных в гл.7. В частности, расчетное усилие, которое может воспринять соединение по смещениям соединяемых элементов, предлагаем находить в виде;

Мкг = Кх/1[.ГШ + /(А- АЫ)+...ДА- А/>„)] = к^ИИ^Щу^и (36) где у ь — коэффициент условий работы многоболтового соединения па смятие, равный:

_ ДА) + ДА - АЛ,) + /(А - Ай,) + /(А - АЬп) Г"г «/(А)

Этот коэффициент представляет отношение предельного усилия сдвига, которое может быть воспринято многоболтовым соединением с неодновременным включением болтов в работу, к предельному усилию с одновременным включением болтов в работу и равномерным распределением усилий между ними. Аналогичным образом определен коэффициент условий работы многоболтового соединения при работе болтов на срез, имеющий тот же физический смысл. В работе теоретически определены и представлены в табличной форме численные значения эшх коэффициентов в зависимости от степени точности изготовления соединении, числа рядов, диаметра, класса прочности и количества болтов, числа соединяемых элементов, их толщин и прочности стали. Анализ численных значений коэффициентов условии работы многоболтовых соединений на срез и смятие показал следующее. Эффективность соединений возрастает при увеличении заданных предельных перемещений смятия, поскольку при этом распределение усилий между болтами стремится к равномерному. Обосновано, что для расчетных соединений величина заданных предельных перемещений смятия может быть более 3 мм.При этом показано, что усилие сдвига, которое может воспринять соединение, рассчитанное по критерию деформативпостп, в 1,2-1,8 раз больше (в зависимости от величины предельных заданных перемещений смятия соединяемых элементов) по сравнению с усилием, рассчитанным по действующим пор-мам. Установлено также, что количество болтов в соединении и их рядов, число плоскостей срезов незначительно влияют на величины коэффициентов условий работы.

На основании выполненных исследований разработаны предложения по применению болтов обычной, повышенной и высокой прочности в расчетных многоболтовых срезных и фрикционно-срезных соединениях

и зависимости 01 технологии образования озверели! с coonieicшую-jiiiimii коэффициентами условии работы на срез и смятие. Подчеркпвает-ся, чго для расчетных соединении образование отверстий следует выполнять по шаблону с втулкой или на поточных линиях. Эт позволяет для срезных соединений с более высокой эффективностью использовать бол-ii,i повышенной и высокой прочности диаметров М16, М20 и М24 по сравнению с болтами обычной прочности классов 5.6 пли 5.8, независимо от 10Л1ЦНН и прочности стали соединяемых элемешов.

Показана целесообразность расчета соединений с элементами неодинаковых толщин и выполненных из стали различной прочносш но приведенным толщинам и временным сопротивлениям стали разрыву. Установлено, что расчет соединений по этой методике по сравнению с действующими приводит к повышению расчетных усилий сдвига до 1,3 раз.

С' целью проверки достоверности результатов расчешо-теоретиче-екпх исследовании проведены экспериментальные исследования мною-Сютовык срезных соединений. Результаты испытаний показали удовлетворительное совпадение с результатами расчегно-теоретических исследований, незначительно отличаясь в большую сторону. Эти отличия объясняются тем, что в теоретических исследованиях рассматривали наихудший случай сочетания допусков на образование отверстий в пределах обеспеченности 0,997, в то время как отклонения расстояний от номинальных в эксперименте носили случайный характер и не представляли крайнюю граннцу трехстандарт ною отклонения.

В последней главе представлена методика статистическою моделирования действительного поведения многоболтовых срезных и фрикцн-онпо-срезных соединений. Эта методика, разработанная в ЦНПППро-екгстальконструкция им,Мельникова проф.Стрелецким H.H., к.т.н. Фрп-дкиным В.М. и Зубкиным Ю.И., впоследствии была усовершенствована с участием автора работы путем введения в нее полученных в диссертации экспериментальных зависимостей между сопротивлениями болтов срезу, соединяемых элементов смятию и соответствующими деформациями и перемещениями соединяемых элементов. Для реализации этой меюдики разработана программа "Болт" для персональных ЭВМ, которая позволяет проводить численные исследования многорядных, многоболтовых соединений с одной и двумя плоскостями срезов с неременным количеством болтов в ряду, с переменной жесткостью соединяемых элементов, с переменным расстоянием между болтами, с учетом упруго-плаепт-чеекой стадии деформирования соединяемых элементов. Результатами расчета программы "Болт" являются оценки среднего ишченпн н сиш-дарлшго отклонения по крайним и среднему рядам болтов соединений для следующих параметров: перемещения соединяемых элементов; усинпя сдвига, воспринимаемые соединением за счет сопротивления болю» срезу и соединяемых элементов смятию, а также за счет фрнкциониою эф-

фекга; шмспспнс усилим натяжения болтов. Разработанная методика и программа "Болт" рекомендуются для выполнения практических расчетов и анализа многоболтовых соединении, работающих на сдвиг, чьи параметры отличаются от предусмотренных инженерной методикой расче-1а, представленной в гл. 9. С целью демонстрации возможностей программы, а также для уточнения некоторых вопросов проведены численные экспериментальные исследования поведения многоболтовых фрик-цпонпо-срсзных соединений: с одной и двумя плоскостями срезов, толщиной соединяемых элементов от 10 до 16 мм, с одним и двумя рядами болтов класса прочности 10.9 при их числе от 3 до 33. Выполнены, в частности, исследования неравномерности передачи усилий рядами болтов, вызванные разностью деформаций (напряжений) участков соединяемых элементов между рядами болтов по длине соединения. Установлено: усилия, передаваемые соединением за счет фрикционного эффекта по рядам болтов, выравниваются к началу общего сдвига соединяемых элементов, а после общего сдвига эти усилия передаются всеми рядами болтов практически равномерно, независимо от их количества, во всяком случае, до 11 рядов болтов; усилия, передаваемые соединением за счет сопротивления болтов срезу и соединяемых элементов смятию, распределяются практически равномерно по рядам болтов при их количестве в соединении до 6 при расстоянии между рядами не более 4с/; в соединениях с большим количеством рядов эти усилия передаются по рядам болтов неравномерно, причем с увеличением числа рядов неравномерность возрастает. Получены численные значения коэффициента условия работы у,,,,,-учитывающего влияние разности деформаций соединяемых элементов между рядами болтов по длине соединения на распределение усилий по рядам болтов. Коэффициент у Ьп следует применять при расчете усилий, воспринимаемых за счет сопротивления смятию соединяемых элементов, одновременно с коэффициентом условий работы на смятие уЬр

как для срезных, так и фрикционно-срезных соединений. При числе рядов болтов более 11 количественное распределение усилий по рядам болтов следует определять по программе "Болт". Показано, что применение фрикцнонно-срезных соединений вместо фрикционных в случаях, когда это допустимо по условиям эксплуатации, дает реальную возможность снижения числа болтов и, следовательно, трудоемкости выполнения соединений в 2-2,5 раза.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

I. Проведены экспериментальные исследования элементарных Т-образных фланцевых соединений. Выявлены характер изменения напряженно-деформированного состояния фланцев в зависимости от геометрических характеристик соединения и особенности поведения болтов

и составе соединения, 1) том числе при действии циклических натрузок. Уточнена формула для определения податливости фланцев и коэффициента основной нагрузки. Обосновано и сформулировано предельное состояние фланцевых соединений. Разработаны практические предложения но изготовлению и монтажу фланцевых соединений, обеспечивающие реализацию их эффективности и эксплуатационной надежности.

2. Разработан численный метод исследования и расчета на прочность и деформатнвность фланцевых соединений элементов открыты) профиля любой конструктивной формы, находящихся иод воздействием рааяжеиия, изгиба или совместного действия изгиба и продольных усилий, в том числе программа "Флора" для реализации метода на персональных ЭВМ типа 1ВМ РС.

Разработана инженерная методика расчета прочности Т-образных фланцевых соединений, являющихся элементарной составляющей фланцевых соединений элементов открытого профиля.

Приемлемость этих методов расчета подтверждена результатами испытаний натурных (полноразмерных) фланцевых соединений.

3. Выполнены экспериментальные исследования натурных фланцевых соединений растянутых элементов открытого и замкнутого профилей (уголков, тавров и двутавров, круглых груб) и установлены закономерности напряженно-деформированного состояния элементов соединений, количественный характер распределения усилий по болтам соединения в зависимости ог жесткости фланца, а также наиболее эффективные конструктивные формы соединений. Разработана инженерная методика расчета прочности соединений элементов открытою профиля, основу которой составляет методика расчета элементарных Т-образных соединений и установленная закономерность распределения внешних усилий между болтами соединения. Разработана методики расчета минимально необходимой толщины фланца в стадии его предельного равновесия для соединений элементов открытого и замкнутого профилей.

4. Установлены экспериментальные зависимости между амплит удой номинальных напряжений и циклической долговечностью болтов, а также эквивалентной амплитудой номинальных напряжении растянутых элементов и циклической долговечностью сварных соединений фланцев с этими элементами. Получены уравнения регрессии и расчетные кривые усталости болтов и сварных соединений в зависимости от тина исполнения н дефектов швов.

5. Выполнен комплекс экспериментальных исследований шиурных фланцевых соединений изгибаемых элементов наиболее известных конструктивных форм. Выявлены особенности напряженно-деформированного состояния соединений, количественный характер распределения внешних усилий между болтами и получены зависимости "М-и", характеризующие изгибную жесткость соединений. Разработана инженерная методика расчета прочности рамных фланцевых соединении. Разработана

методика расчет балок и системе "балка + колонна" с учетм реальной пи поной жесткости соединений, позволяющая выявлять резервы несушей способности балок и определять условия се реализации за счет конструирования соединений с требуемой изгибной жесткостью.

6. Проведены экспериментальные исследования элементарных срезных п фрикционпо-срезных соединений с болтами М16, М20, М24 классов прочности 5.8, 8.8, 10.9 и 11.9 (фрикционно-срезные только с болтами классов 10.9 п 11.9) и доказана целесообразность выполнения расчетов соединяемых элементов на смятие по деформационному критерию, кот да усилие, которое может воспринять соединение, определяется в зависимости от заданных предельных деформаций смятия. Получена эмпирическая зависимость с обеспеченностью 0,997 между усилиями сдвига и перемещениями смятия соединяемых элементов с учетом диаметра болтов, толщин и прочности стали элементов и расстояния от центра отверстия до края соединяемого элемента вдоль действия усилий. Получена эмпирическая зависимость с обеспеченностью 0,997 между изменением усилий предварительного натяжения болта и перемещениями смятия соединяемою элемента. Разработаны методики расчета одпоболтовых срезных и фрикннонно-срезных соединений с учетом сопротивления соединяемых элементов смятию в зависимости от величины перемещений смятия этих элементов.

7. Выполнены исследования циклической долговечности срезных и фрикционпо-срезных соединений в зависимости от перемещений смятия, прочности стали и ширины по сечению нетто соединяемых элементов п получены уравнения регрессии н расчетные кривые циклической долговечности соединений при коэффициенте асимметрии нагружения в пределах: 0<р<0,8.

8. Разработаны н обоснованы основные положения метода расиста многоболтовых срезных и фрпкциош-ю-срезных соединений с использованием двух предельных состояний: 1А — потеря несущей способности, вызванная полным срезом болтов, и 1Б — по смещениям соединяемых элементов, определяющих эксплуатационную пригодность соединения. Методами теории вероятностей решена задача с последующей экспериментальной проверкой о последовательности включения болтов многоболтового соединения, заключающаяся в определении численных значений перемещений сдвига болтов или смятия соединяемых элементов, необходимых для включения в работу каждого из болтов, в зависимости 01 технологических приемов разметки и образования отверстий. Теоретически определены численные значения коэффициентов условий работы многоболтовых соединений, учитывающие неодновременность включения болтов в работу, в зависимости от точности изготовления соединений, числа рядов, диаметра и класса прочности болтов, количества, толщины и прочности соединяемых элементов.

9. Усовершенствована методика статистического моделирования поведения многоболювых срезных н фрнкционно-срезпых соединении iiyit'M введения результатов исследований, полученных автором, и разработана программа "Болт" для персональных ЭВМ гппа IBM PC. Вынол-пеш.1 численные Экспериментальные исследования многоболювых фрик-цпонно-срезных соединений и получены значения коэффициента условия рабсил, учитывающею влиинне разности деформаций соединяемых элементов между рядами болтов подлине соединения на распределение усилий но рядам болтов.

10. Па основании проведенных исследований разработан пакет нормативно-технической документации, содержащий требования но расчету, проектированию, изготовлению и монтажу фланцевых, срезных и фрикщюнио-срезных болтовых соединений, обеспечивающие реализацию максимальной эффек тивности и высокую эксплуатационную надежность этих соединений. Определены области рациональною применения болтовых соединений. Разработаны типовые проектные решения стальных строительных конструкций с применением малотрудоемких болтовых монтажных соединении, в том числе: стропильные фермы из одиночных и парных уголков, широкополочных тавров и двутавров, круглых it ирямоут ольных груб; колонны и вертикальные связи по ним; горизонтальные связи покрытий; рамные фланцевые и срезные соединения типа "балка + колонна" и "балка + балка"; рамные фланцевые соединения для конструкций зданий модулей типа "Канск", ФСЖов и др.

Выполненные исследования позволили создать научно-техническую базу, обеспечившую, в числе других практических организационно-технических мероприятий, массовое внедрение малотрудоемких бол юных монтажных соединений: фланцевых, срезных и фрикционно-срезных — в стальные конструкции одно- и многоэтажных зданий и сооружении. Гак например, только с 1987 по 1990 г.г. включительно в стране было изготовлено и смонтировано около 4,7 млн. тонн стальных косгрукцнй'с применением болтовых соединений. При этом только производственными организациями бывшего Минмонгажспецстроя изготовлено и смонтировано за этот период 2,96 млн. тонн, из которых более половины объема выполнены но проектам институтов объединения "Союзметалло-стронниипроект". В результате в производственных организациях Минмонгажспецстроя высвобождено около 1,9 тыс. сварщиков высокой квалификации и обеспечено снижение трудоемкости монтажа на 0,7 чел./час. па !)диу тонну стальных конструкций с болтовыми соединениями.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

I .Каленой В.В. Состояние развития и задачи повышения эффективности болтовых монтажных соединеий. Мот. и спец. строш. работы. Сер. Изготовление металлнч. и монтаж строит, конструкций. ЦБНТИ ММСС СССР, 1987, выи.11.

2.Калснс>в В.В., Сергеев В.Г. Основные направления повышения мошажнон технологичности стальных конструкций производственных здании. Серия VII. Изготовление мегаллич. и монтаж строит, конструкций. ЦБНТИ ММСС СССР, 1983, вып.З.

3.Каленов В.В., Глауберман В.Б., Гришин М.Б. О величине предварительного натяжения болтов фланцевых соединений. -Монт. и спец. сгроиг. работы. Сер. Изготовление металлпч. и монтаж строиг. конструкций. ЦБНТИ ММСС СССР, 1984, вып.5.

4.Каленов В.В., Кармалин В.В., Павлов А.Б. О расчете несущей способности болтовых монтажных соединений на сдвиг по критерию де-формативности. -Исследование и совершенствование мет. конструкций пром. зданий. Сб. научных трудов. -М.: ЦНИППСК им. Мельникова, 1984.

5.Калепов В.В., Глауберман В.Б., Сенаторов A.I1. Определение податливости промежуточных деталей резьбового соединения. -Строительство и Архитектура. Известия ВУЗов, Новосибирск, N5, 1985.

6.Каленов В.В.. Глауберман В.Б. Исследование Т-образных фланцевых соединений на моделях из оптически активного материала. Строительство и Архитектура. Известия ВУЗов, Новосибирск, N9, 1985.

7.1<аленов В.В., Маргынчук В.Д. Расчет фланцевых соединений ■ стальных строительных конструкций. -Депонирована в ВИНИТИ 05.06.85, N5902-85, представлена ВНИПИПромстальконструкция.

8.Калснов В.В., Маргынчук В.Д. Расчет фланцевых соединений стальных строительных конструкций по несущей способности. -Депонирована в ВИНИТИ 05.06.85, N5903-85, представлена ВПИПИПром-стапьконструкцпя.

9.Каленов В.В., Соскин А.Г. Исследование и разработка сортамента монтажных фланцевых соединений стропильных ферм. Монтажные и специальные работы в строительстве. -М., N9, 1985.

Ю.Калснов В.В., Соскии А.Г. Исследование фланцевых соединений стальных конструкций из круглых труб. -Монтажные и специальные работы в строительстве. -М., N3, 1986.

П.Каленов В.В., Павлов А.Б., Кармалин В.В. Определение дефор-мативностп одноболтовых соединеий, работающих на сдвиг. -Монтаж, и снец. строиг. работы. Сер. Изготовление металлпч. и монтаж строит, конструкции. ЦБНТИ ММСС СССР, 1986,вып.4.

12.Каленов В.В., Павлов А.Б. Порядок включения в работу болтов однорядного многоболтового соединения. - Монтаж, и спец. строит, работы. Сер. Изготовление металлпч. и монтаж строит, конструкций. ЦБНТИ ММСС СССР, 1986, вып.4.

(З.Каленов В.В., Грудев И .Д., Оншценко Д.А., Ганиза О.И., Соскин А.Г., Глауберман В.Б. Совместная работа болтов во фланцевых соединениях элементов открытого профиля. -Депонирована во ВИИ И НС, N8933, 1988.

14.Калеион В.В. Волговые соединения, подверженные возденспипо растяжения и нзтнба. Монтажные и специальные рабсил о строительстве, 1989, N8.

15.Каленой В.В. Влияние болтовых соединений на поведение конструкции. -Монтажные и специальные работы в строительстве, 1489, N9.

16.Каленой В.В. Совершенствование методов расчета и проектирования стальных каркасов с учетом действительной жесткости соединений.

Мошаж. и спец. сгронг. paGoibi. Сер. Иноювлепие мекитлич. и монтаж с 1 рои г. конструкций. ЦБПТ11 ММСС СССР, 1990, вып.2.

17.Kalenov V.V., Pavlov Д.В., Zubkin Y.V., Fridkin V.M. Application of-Mathematical Modelling Methods to Investigations of Friction-Bearing Connections Behaviour. -Proceedings of the International Colloquium, vol.1, Moscow, 1989.

lK.Kalenov V.V., Streletsky N.N., Pavlov A.B. Application of Deformation Criteria of the Strength Limit State in the Bolted Connection Design. Proceedings of the International Colloquium, vol.1, Moscow, 1989.

19.K.alenov V.V., Soskin A.G., Lvdokimov V.V. Investigation and L'aligne Design of find-Plate Connections. -Proceedings of the International Colloquium, vol.2, Moscow, 1989.

2l).Kalenov V.V. Investigation of find-Plate Connections of Bending Structural Elements. -Proceedings of the International Colloquium, vol.2, Moscow, 1989.

21.Ka!enov V.V. Moment-Rotation Characteristics of Bolted Connections. Proceedings of the Second International Workshop, Pittsburgh, 1991.

22.Kalenov V.V., Pavlov А.В., Vakhrouchev K..G. Determination des Relations "Moment-Rotation" d'Assemblages Semi-Rigides par Plaques d'Aine.-Construction Metallique, N2, 1991.