автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Несущая способность и деформативность податливых узловых сопряжений стальных перекрестных балок

На правах рукописи

КОРЖОВ Олег Викторович

НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ И ДЕФОРМАТИВНОСТЬ ПОДАТЛИВЫХ УЗЛОВЫХ СОПРЯЖЕНИЙ СТАЛЬНЫХ ПЕРЕКРЕСТНЫХ БАЛОК

Специальность 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2011

1 7 Ш 2011

4841004

Работа выполнена в Центральном научно-исследовательском институте строительных конструкций им В.А.Кучеренко - подразделение ОАО «НИЦ«Строительство».

Научный руководитель: доктор технических наук

Ведяков Иван Иванович

Официальные оппоненты: доктор технических наук

Туснин Александр Романович

кандидат технических наук Голяков Владимир Иванович

Ведущая организация: «Моспроект 2» им. М.В. Посохина

Защита состоится «А/брТ2011 г. в 14-00 часов на заседании диссертационного совета Д 303.020.01 по защите докторских и кандидатских диссертаций при открытом акционерном обществе «Научно-исследовательский центр «Строительство» (ОАО «НИЦ «Строительство») по адресу: 109428, г Москва, ул. 2-я Институтская, д. 6 (корпус 5, конференц-зал НИИЖБ).

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ОАО «НИЦ «Строительство». Автореферат диссертации размещен на официальном сайте ОАО «НИЦ «Строительство» http://www.cstrov.ru

Автореферат разослан «//»<^///>¿//1$ 2011 г.

Ученый секретарь

диссертационного совета Д 303.02 кандидат технических наук

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Одним из основных факторов, влияющих на надёжность строительных конструкций, является точность расчета. Поэтому путем совершенствования методики расчёта могут быть повышены экономическая эффективность и надёжность стальных каркасов.

На практике часто возникает проблема адекватности расчёта жестких узлов их действительной работе. В большинстве случаев это связано с отсутствием достаточной информации по их фактическому напряжённому состоянию.

Особенности конструктивной схемы жестких узлов перекрестных балок таковы, что вовлечение их отдельных областей в зону пластических деформаций начинается на сравнительно низких уровнях нагружения. Причем при проектировании таких узлов не рассматривается влияние упруго-пластической работы части элементов узла на деформации и перераспределение усилий в каркасе.

В настоящее время методика проектирования каркасов такова, что статический расчёт рассматривается в отрыве от принимаемой конструктивной схемы узла. Это может приводить к ошибочным результатам.

Объектом исследования является сварной узел сопряжения перекрестных балок, достаточно широко применяемый в каркасах многоэтажных производственных и гражданских зданий.

Конструкция сварного узла принята на основе обзора отечественных и зарубежных конструктивных решений металлических каркасов зданий и технологии устройства их перекрытий и покрытий. Исследуемый узел типичен в практике стальных каркасов и образуется сопряжением одной главной и двух второстепенных балок двутаврового профиля.

Теоретическое исследование напряжений в зонах узловых соединений методами теории упругости достаточно затруднительно. Это вызвано разнообразием конструкций узлов, которые отличаются: типом профиля, жёсткостью, особенностями сопряжения, а также геометрической формой соединительных элементов.

Целью диссертационной работы является разработка инженерной методики расчета жесткости и рекомендаций по проектированию узловых сопряжений перекрестных балок на основе экспериментально-теоретических исследований их напряженно-деформированного состояния.

Научную новизну работы составляют:

- результаты экспериментальных исследований действительной работы натурных сварных узловых сопряжений перекрестных балок при действии статической нагрузки;

- результаты численных исследований напряженно-деформированного состояния фрагментов балок со сварными узловыми сопряжениями методом конечных элементов;

- инженерная методика расчета жесткости сварных соединений перекрестных балок;

- результаты экспериментального проектирования.

На защиту выносятся:

- данные экспериментальных и теоретических исследований работы сварных соединений перекрестных балок при действии статической нагрузки;

- инженерная методика расчета жесткости сварных соединений перекрестных балок;

- рекомендации по проектированию сварных сопряжений перекрестных балок.

Достоверность результатов работы обеспечена обоснованным

использованием известных предпосылок и допущений, базирующихся на принципах и методах строительной механики, применением сертифицированных современных программных комплексов, экспериментального оборудования и средств проведения и регистрации измерений, а также удовлетворительным схождением результатов аналитических, численных и экспериментальных исследований.

Практическое значение и реализация. Результаты экспериментально-теоретических исследований использованы при разработке проектов по следующим объектам:

1. Стальной каркас здания по объекту: «Ковровый цех» расположенный по адресу: Московская область, Подольский район, с. Кленово, шифр - 01-ГЕ/04;

2. Стальные каркасы комплекса зданий по объекту: «Комплекс зданий по производству блоков и плит из автоклавного ячеистого бетона мощностью 357 700 м3 в год» по адресу: Калужская область, Малоярославецкий район, промзона д. Маклино; шифр -13/ПР/07;

3. Стальные каркасы комплекса зданий по объекту: «Производственно-складской комплекс» по адресу: Московская область, г. Чехов, ул. Угловая 2; шифр - 09/ПР/07.

Апробация работы и публикации. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались на Четвертой международной конференции «Металлостроительная индустрия XXI: мировой опыт и возможности для России (12 ноября 2008 г.)».

По теме диссертационной работы опубликовано 3 печатные работы, в том числе одна в научном журнале, рекомендованном ВАК России.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, общих выводов и библиографического списка, включающего 62 источника. Работа изложена на 157 страницах машинописного текста, содержит 109 рисунков, 14 таблиц.

Работа выполнена в лаборатории металлических конструкций ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко под руководством д.т.н. Ведякова И.И.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ Во введении обоснована актуальность рассматриваемой темы, сформулированы цель и задачи, выносимые на защиту, дана краткая характеристика выполненной работы.

В первой главе представлен обзор существующих теоретических и экспериментальных исследований работы узлов и особенности работы стальных каркасов.

Металлические каркасы зданий и сооружений представляют собой комплекс конструктивных элементов, объединенных между собой в узлах.

Надежность сооружения в целом определяется в равной степени надежностью отдельных несущих элементов его каркаса и безотказной работой сопряжений этих элементов между собой.

В местах сопряжения элементов каркаса характерны локальные силовые воздействия. Здесь возникают значительные по величине изгибающие моменты и сосредоточенные силы. Перетекая с элемента на элемент на малых участках контакта, усилия приводят к неравномерному распределению напряжений в пределах узла, что вызывает развитие чрезмерных деформаций, появление и развитие трещин и т.п. Все это подтверждает тот факт, что в конструкциях с жесткими узлами наиболее ответственным элементом является сам узел.

Несмотря на большое количество расчетно-теоретических исследований напряженно-деформированного состояния каркасов, на практике расчеты в основном выполняются без учета действительной податливости узлов.

Приведенный обзор некоторых исследований Н. С. Стрелецкого, П.Н. Троицкого, Н.Н. Демидова, А.Г. Бурмистрова, B.C. Туркина показывает, что для определения податливости узлового сопряжения, зависящей от конкретного конструктивного решения узла, требуется выполнение большого количества опытов. Имеющиеся отдельные данные экспериментальных исследований не дают полной картины о действительной работе узлов, а оценка их несущей способности сводится в основном к расчету швов в сварных и количества болтов в болтовых соединениях.

В российских нормах СНиП П-23-81* и СП 53-102-2004 упоминания о жесткости узлов встречаются только при расчете ферм и ограничиваются условием (отношение высоты сечения к длине элементов не превышает 1/10 ~ для конструкций, эксплуатируемых во всех климатических районах, кроме //, /г, II2 и 113; 1/15 - в районах Ij, I2, II2 и II) при выполнении которого, допускается расчет ферм выполнять по шарнирной схеме. При невыполнении условия следует учитывать дополнительные изгибающие моменты в элементах от жесткости узлов. Учет жесткости узлов в фермах разрешается производить приближенными методами.

Более углубленно этот материал проработан в европейских нормах (Еврокод 3), где дается четкое определение жестких, полужестких и шарнирных узлов, но основное исследование нацелено на фланцевые соединения колонн с балками.

Основное влияние на жесткость узлов оказывает изгибающий момент. В этом случае поведение полужестких узлов описано графиком зависимости момент-угол поворота. Эта концепция принималась многими исследователями Chen W. F., Goto Y., Faella С., Piluso V., Rizzano G., Hasan R., Kishi N.. Jaspart J.P., van Keulen D. C., Nethercot D. A., Snijder H. H., Bakker M. С. M., Wilkinson Т., Hancock G. J. Также на поведение узлов оказывает влияние нормальная и поперечная силы.

На основании анализа состояния вопроса поставлены следующие задачи:

1. Изучение напряженно-деформированного состояния и несущей способности узлов с различными соединительными элементами на основе механических испытаний натурных узлов перекрестных балок.

2. Численное исследование узлов методом конечных элементов с целью получения полной картины напряженно-деформированного состояния соединительных элементов и распределения усилий в узлах.

3. Анализ жесткости сопряжений перекрестных балок с различными узловыми деталями. Определение коэффициентов защемления второстепенных балок.

4. Сравнительный анализ результатов теоретического и экспериментального исследований узлов и разработка рекомендаций по их расчету и конструированию.

Вторая глава посвящена испытаниям натурных образцов перекрестных балок с различными узловыми деталями с целью изучения их напряженно-деформированного состояния и выявления их несущей способности.

Образцы для испытаний были запроектированы в виде крестов, включающих главную и две второстепенные балки из горячекатаных двутавров с параллельными гранями полок типа Б по СТО АСЧМ 20-93.

Всего было изготовлено 14 образцов, включавших 11 образцов сопряжений равновысоких балок и 3 образца разновысоких балок. Все испытанные образцы разбивались на четыре группы по форме соединительных элементов (рис.1).

Первая группа (А) включала образцы (рис. 1 а), сопряжения полок которых выполнены с использованием треугольных пластин толщиной 7,7...8 мм, катеты

сторон треугольных пластин - 130 мм. Пластина устанавливалась снизу полок, что позволило выполнить нижние угловые швы. Всего для формирования узла использовано восемь треугольных элементов, четыре по верхним и четыре по нижним полкам. Объединение стенок выполнено за счет накладок 185... 190x110x6 мм. Все балки, входящие в эту группу, выполнены из профиля 25Б1.

а)

ЛЬ.

1

1-1

21

"ЧПГ

Т2

3-3

31

2-2

з1 А гк

г

в)

А

Т

1г1

к-

31-

1м7 2-2

т

М-

Рис. 1 Конструкции узлов Вторая группа (Б) объединяет образцы (рис. 1 б), сопряжения которых выполнены с использованием гнутого швеллера 250x125x6 мм. Благодаря фигурной резке стенки швеллера получен г-образный элемент, который одновременно объединяет верхние пояса и стенки главной и второстепенной балок. По нижним поясам предусмотрена общая накладка размерами 395...400x155... 165x7.6...8 мм. Профиль второстепенных и главных балок 25Б1.

Третья группа (В) - это слияние двух первых групп (рис. 1 в). Объединение верхних полок и стенок второстепенных и главных балок выполнено по типу группы А. Размеры катетов треугольных пластин 140...165 мм, толщина -

7.6...7.9 мм. Накладка по стенкам имеет габариты 80...95x145...150x6.5...7.9мм и устанавливается в паре на каждую второстепенную балку. Нижняя полка выполнена по типу группы (Б), с габаритными размерами 293...300x144...158x7,6...7,9 мм. Профиль второстепенных и главных балок 20Б1.

Четвертая группа (Г) включает образцы (рис. 1 г), выполненные из разновысоких балок с устройством опорного столика на главной балке. Верхние полки и стенки балок объединены по типу группы (А). Главная балка выполнена из профиля 20Б1, второстепенные - из 12Б1.

По месту приложения нагрузки все 14 испытанных узлов разбиты на три группы. В первую группу входит только один образец (АЦК) с приложением сосредоточенной силы в месте пересечения осей второстепенных и главной балок (Ц). Вторая группа включает узлы, нагрузка на которые приложена в виде двух сосредоточенных сил вдоль второстепенных балок (В). Третья - отличается от второй только ориентацией сил вдоль главной балки (Г).

Общие габаритные размеры образцов были запроектированы двух типов. Первый тип (квадрат - К) - соотношение пролетов главной и второстепенных балок было приближено к единице, второй тип - когда это же соотношение больше единицы (прямоугольник - П). Длина главной балки ограничивалась возможностями оборудования пресса. Образцы №1,2 и 5 относятся ко второй группе (П) остальные №3,4,6... 14 к первой (К).

Для удобства обращения к испытанным узлам введем их условные обозначения состоящие из трех букв. Первая буква обозначает оформление узла (А, Б, В, Г), вторая буква - место приложение нагрузки (Ц, В, Г) и третья -габаритные размеры (К, П).

Испытания образцов производили на 1000-тонном прессе МАНН-1000. Образец устанавливали таким образом, чтобы главная балка опиралась на подвижную (закрепленную) балку пресса, а концы второстепенных балок опирались на специальные подставки. Опоры всех балок - катковые. В тех случаях, когда необходимо, чтобы нагрузка была приложена не в центре узла, а разведена вдоль главных или второстепенных балок, непосредственно на

образец устанавливалась траверса. Для уменьшения шага нагружения между траверсой и плитой пресса устанавливался 50-тонный гидравлический домкрат ДГ-50. При исчерпании возможностей домкрата нагружение производилось прессом.

В целях получения полной картины деформированного состояния опытных образцов (упругие, остаточные, полные деформации) испытываемые образцы доводили до разрушения в три цикла нагрузки-разхрузки. В табл. 1 представлены результаты испытаний образцов.

Таблица 1

Результаты испытаний

№ п/п Шифр узла.. Несущая . способность Р'тах. кН Характер разрушения Предел: упругой работы Ру,кН Соотношение Р/Р'™, Абсолютная деформация (осадка), мм

1 АЦП 430 1,1V 260 0,60 13

2 АВП 740 I,n,IV 420 0,57 31,5

3 АВК 700 I,n,IV 420 0,60 5,2

4 БВК 820 п 500 0,61 21,9

5 БВП 807 п 460 0,57 33,9

6 ВВК1 480 1.П.Ш 250 0,52 30,4

7 ВВК2 470 1,П,Ш 300 0,64 22,7

8 ВВКЗ 470 1,П,Ш 240 0,50 31,5

9 ВГК1 445 1, п, Ш, IV 240 0,54 38,2

10 ВГК2 470 I, П, Ш, IV 240 0,51 44,7

11 ВГКЗ 460 i,n,m,iv 240 0,52 32

12 ГГК 425 V 200 0,47 41,2

13 ГВК1 332 п,ш 200 0,60 43,6

14 ГВК2 325 п,ш 200 0,62 28,8

Характер разрушения узлов можно разбить на две группы. В первую группу входят деформации:

1) треугольных соединительных пластин (I) - наблюдались у всех одновысоких образцов;

2) верхних полок в местах опирания траверс (П), также присутствуют во всех узлах, кроме ГТК;

3) верхних полок в месте сопряжения с треугольной соединительной пластиной (Ш) - были отмечены у образцов, выполненных из балок 20 Б1 (ВВК1, ВВК2, ВВКЗ, ВГК1, ВГК2, ВГКЗ).

Во вторую группу входят разрушения швов и околошовного металла:

1) разрыв швов, соединяющих накладку по стенке со стенкой главной балки и нижнюю накладку - с полкой второстепенной балки (IV). Этот вид разрушения наблюдается только у образцов, выполненных по "А" и "В" группам оформления узла. В группе "В" только узлы, в которых нагрузка прикладывалась вдоль главных балок;

2) разрыв шва опорного столика (V) зафиксирован только у одного узла ГТК из трех выполненных с использованием опорного столика.

Третья глава содержит результаты теоретических исследований работы узлов перекрестных балок.

Для исследований применен вычислительный комплекс ANSYS Release 11. Основным исследованиям предшествовали численные эксперименты по обоснованию выбора количества элементов расчетной схемы, количества шагов и величины приращений каждой ступени метода последовательных нагружений, которым учитывается геометрическая нелинейность задачи. Для каждого испытанного образца была построена математическая модель. На рис. 2 слева показан образец ВВКЗ после испытаний, справа - деформированная расчетная схема этого узла.

а) б)

Рис. 2 Узел ВВКЗ

а - образец после испытаний; б - деформированная схема МКЭ.

Расхождения кривых "нагрузка-напряжение", полученных

экспериментальным и теоретическим путями, показали следующие значения: для

образца АЦП при нагрузке 300 кН разница между результатами экспериментальных и численных исследований составила 18,8%; АВП при нагрузке 440кН - 11%; АВК при нагрузке 420 кН - 1.8%; БВК при нагрузке 400 кН -16%; БВП при нагрузке 420кН - 5.8%; ВВК1...ВВКЗ и ВГК1...ВГКЗ при нагрузке 240 кН - 8%, 15.4%, 7.2%, 9,0%, 20,0%, 11,2% соответственно. Для последних трех образцов ГГК, ГВК1 и ГВК2 при нагрузке 200 кН - 19,7%, 4%, 5.4%.

Удовлетворительное совпадение результатов экспериментального и численного исследований позволило считать выбранные расчетные модели корректными, отвечающими реальным условиям работы конструкции.

Анализ распределения внутренних усилий в образцах типов А, Б и В показал, что наибольшие концентраторы напряжений возникают в местах пересечения фланговых и лобовых швов. Для образца ГГК местом наибольших концентраций напряжений является фланговый шов по нижним полкам второстепенных балок. В образцах ГВК1 и ГВК2 наибольшим концентратором напряжений является место приложения нагрузки.

В качестве жесткостной характеристики податливости узлов принимаем коэффициент защемления балок С, равный отношению момента М в узле к соответствующему углу ср поворота балки в соединении:

ср' 0)

Конструкцию сопряжения перекрестных балок можно признать жесткой, если упругая линия прогиба при переходе из одного пролета в другой имеет общую касательную. Если в точке пересечения перекрестных балок провести общую касательную невозможно, тогда можно сказать, что узел имеет податливость. Податливость (жесткость) зависит от величины угла между двумя касательными, проведенными в точке пересечения балок, и величины момента в этой же точке.

Исходя из того, что геометрия и нагружение узлов выполнены симметричными в двух плоскостях, то полное поперечное сечение второстепенной балки, максимально приближенное к центру узла, должно оставаться в вертикальном положении при абсолютно жестком сопряжении

балок, в противном случае общую касательную провести невозможно. Определив отклонение от вертикали наиболее близко расположенного к центру узла сечения второстепенной балки и зная величину изгибающего момента в этом сечении, получаем величину защемления примыкания второстепенной балки к главной. Графически определяем угол поворота наиболее близко расположенного к центру узла сечения второстепенной балки. На рис. 3 представлены результаты расчета узлов перекрестных балок на программном комплексе методом конечных элементов.

АЦП АВП

а 10. рад

о 0.5

2 а 10, рад

Рис. 3. Графики зависимости "момент - угол поворота"

продолжение рисунка на стр.14

ВВК 1,2,3

л!

ВГК 1,2,3

м,кНм1-—--^

ггк

1.11Нм

о 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 ,

а 10'. рад

а 10. рид

Рис. 3. Графики зависимости "момент - угол поворота" (продолжение)

¡-экспериментально теоретический; 2-МКЭ с учетом физической нелинейности; 3-МКЭ без учета физической нелинейности; 4-инженерная методика с учетом пластичности; 5-инженерная методика без учета пластичности; 6 - экспериментальный;

а,Ь,с - зоны жесткого, полужесткого и шарнирного соединений соответственно, без учета пластичности;

а1,Ы,с1 - зоны жесткого, полужесткого и шарнирного соединений соответственно, с учетом пластичности.

Для определения коэффициента защемления второстепенных балок методом сил разбиваем все образцы на три группы - по месту приложения нагрузки и определим коэффициент С для каждой группы (рис. 4). Примыкание второстепенных балок к главным условно обозначаем пружинами.

2 группа

3 группа

EI

Рис. 4. Расчетные схемы узлов

Жесткость узла прикрепления второстепенных балок можно определить из решения канонического уравнения метода сил:

ад+Д,, + 2р = 0. (2)

Левая часть уравнения выражает суммарный угол поворота вертикального сечения зоны сопряжения балок, в котором угол <р зависит от упругих свойств узла: <р = СХх, где С - коэффициент защемления балки.

2 2Х1 I3'

Жесткость сопряжения перекрестных балок первой группы, определяется по формуле:

Жесткость сопряжения перекрестных балок второй группы, определяется по

(4)

формуле:

а(к +1) ¡2Ü ¿ Ц) 1

+ h)

(5)

■U щ

Жесткость сопряжения перекрестных балок третьей группы, определяется по формуле:

Д* У к Г h Я?

С=— 6 Е

(6)

К - А(С) .

где к ~~z—> соотношение реакций опор принимается из эксперимента.

RE(D)

Для каждого испытанного узла определены экспериментально-теоретические коэффициенты защемления балок и построены графики зависимостей "момент-угол поворота" (см. рис. 3).

Сопоставляя полученные результаты видим, что все образцы, кроме ГВК1 и ГВК2, показали удовлетворительную сходимость экспериментальных и численных результатов. Поэтому остановимся на анализе образцов ГВК1 и ГВК2. Жесткость узла зависит не только от соединительных элементов, но и от распределения моментов в конструкции. Если момент М=0, то какими бы ни были мощными соединительные элементы, жесткость узла будет равна 0. В узлах ГВК момент в ходе нагружения меняет направление, т. е. при первых шагах эксперимента нижние волокна второстепенной балки в центре узла растянуты, а верхние сжаты, затем в ходе увеличения нагрузки знаки меняются на противоположные. На начальных этапах нагружения узлы показали высокие значения жесткости, это ярко видно в узле ГВК1. Затем значения жесткости снижаются и при нагрузке 240 кН для узла ГВК1 и 280кН - ГВК2 жесткость опять возрастает, но с другим знаком. В ходе анализа этих узлов на программном комплексе таких результатов, т.е. смены направления момента, добиться не удалось. Здесь видно нарастание момента: до нагрузки 200кН момент в узле составляет М=0.063кНм и падение при следующем шаге 220 кН -М=0.045 кНм, далее 240кН - М=0.009кНм. Предельный момент для двутавровой балки 12Б1, из которой выполнены второстепенные балки образцов ГВК1 и ГВК2, равен [М]=Ку\У=10.53 кН, т.е. соединительные элементы фактически не работали. Так как величина момента небольшая, то на ее значение могут оказать влияние различные факторы, такие как качество изготовления образцов, различного рода несовершенства и т. д.

Дополнительно на графиках нагрузка-угол поворота показаны зоны жесткого, полужесткого и шарнирного соединений с учетом развития пластических деформаций и без, согласно Еврокоду 3.

Нанеся полученные границы жесткости на графики зависимостей "момент -угол поворота" (см. рис. 3) можно точно сказать, что сопряжение второстепенных балок в узлах АЦП, АВП, АВК, БВК и БВП при принятой в эксперименте длине балок выполнено как полужесткое, а в узлах ВВК1...ВВКЗ и ВГК1...ВГКЗ - как жесткое. Сопряжение балок по типу Г показало разные результаты: при нагружении по главной балке узел ГГК можно отнести к жесткому, а при нагружении по второстепенной ГВК1 и ГВК2 - к полужесткому или даже к шарнирному.

Определение жесткости узлов методом сил имеет ограниченное применение, так как в формулах участвуют коэффициенты соотношений реакций опор, которые на начальных стадиях проектирования не известны. Проводить численные исследования для каждого нового типа узлового сопряжения очень трудоемко, а учет геометрической и физической нелинейностей приводит к большим затратам расчетного времени.

Разработана инженерная методика определения численного значения жесткости узловых сопряжений перекрестных балок, исходя из конструкции узлового сопряжения. Основа методики - установление связи между характеристиками силы и деформации.

Основной вклад в поворот опорного сечения второстепенных балок вносят деформации соединительных элементов, расположенных по полкам второстепенных балок и подверженных воздействию сил растяжения или сжатия (рис. 5).

Деформации соединительных элементов определяются по формулам: расположенных по верхним полкам

где N - растягивающая или сжимающая нормальная сила, кН; М - момент в исследуемом сечении, кНм; Е - модуль упругости стали, кН/м2;

А1, А2 - площадь сечения соединительных элементов по верхним и

нижним полкам соответственно, м2; Ь.1, Ь2 - длины соединительных элементов, участвующих в повороте

сечения второстепенной балки, м. Следовательно, угол поворота сечения второстепенной балки равен:

л' еах неа, неь'

И1Л_М1Л_МЦ

(7)

расположенных по нижним полкам

ж2 = м1г _ м1г еа2 ~ неа2 ~ неь212'

(8)

г%(?=<Р=

н=

(9)

Тогда жесткость узла определяется по формуле

с = м

м н2е

НЕ

Тип А

НЕЬ^Ь42

V, ьг1г)

Тип Б

(Ю)

Тип В

Тип Г

2-2

1 !

Щ

1шва. 1_ гч •О

12

Рис. 5 Конструкции узлов Из последней формулы видно, что жесткость узлового сопряжения не зависит от внешних воздействий, а определяется только высотой балки и геометрическими характеристиками соединительных деталей. Данная формула применима при упругой работе соединения. Результаты численного исследования узлов показали, что вовлечение отдельных областей в зону пластических деформаций начинается на сравнительно низких уровнях напряжений и приводит к снижению жесткости соединения. Особенно ярко это видно на работе образцов АЦП и АВП.

Для учета влияния пластических деформаций воспользуемся Еврокодом 3. В него введен коэффициент модификации жесткости, который учитывает влияние пластичности на жесткость узла. Для сопряжений балок с балками коэффициент модификации жесткости 11=3, тогда

С, = С/9. (11)

Определяем жесткость каждого испытанного узла согласно предложенной методике с учетом развития пластических деформаций и без (табл. 2).

Таблица 2

Жесткость узловых сопряжений второстепенных балок

Геометрия соединительных элементов, см §»< 1 з, 2 а 5 в о

II3 £ 1 • Яш-' ■41: ширина толщина "'.-.''длина и у.«•

2 НА 8 8 8 1 5 в § |8 ■ О " И' О*.;. Д верх Ж. низ ш. верх . и ¡ПО!» верх' мяз ! >» а 1 ш 7т а • СТ.' V в'5 8 6*2 а в 5 а-Щ £г.с 1 8 ж Р о 5

'ТИП А':.

0.240 2.06x10' 6.0 6.0 0.8 0.8 12.0 1 12.0 47462 115821 0.97

■ . .. . ..-ТипБ'

0.240 2.06x10' 12.0 15.5 0.6 0.8 13.0 13.8 58866 19622 1.25... 1.45

Тип В

0.192 2.06x10' 7.5 15.0 0.8 0.8 13.5 10.0 38778 12926 1.5

0.113 2.06x10' 7.5 8.0 0.8 0.8 13.5 12.5 8470 2823 1.96... 3.68

Нанеся полученные теоретические жесткости на графики ранее выполненных исследований (см. рис. 3), видим, что жесткости узлов АЦП и АВП, полученные экспериментально-теоретическим методом и МКЭ, практически совпадают с теоретической жесткостью, в которой учтена пластичность. Результаты экспериментально-теоретических и МКЭ исследований жесткости узлов АВК, БВК, БВП и ГГК занимают промежуточное положение. В узлах ВВК1, ВВК2, ВВКЗ, ВГК1, ВГК2 и ВГКЗ результаты экспериментально-теоретических исследований ближе располагаются к границе теоретической жесткости без учета пластичности, значения жесткости МКЭ занимают промежуточное положение. Узлы ГВК1 и

ГВК2 показали значительные расхождения в жесткостях, это подтверждает тот факт, что на действительную жесткость узлов влияет величина внутренних усилий (изгибающий момент).

По результатам исследования поведения перекрестных узлов под влиянием изгибающего момента и нормальной силы сделан вывод: жесткость зависит от величины и направления действующих сил. Следовательно, результаты исследований жесткости применимы при значении нормальной силы, не превышающей 10 % от предельной силы.

Четвертая глава посвящена разработке рекомендаций по расчету и конструированию узлов перекрестных балок с соединительными элементами -пластинами, крепление которых выполняется на сварке.

Рекомендуется проектирование систем из перекрестных балок проводить в две стадии. На первой стадии расчет выполняется без учета влияния жесткости сопряжения балок. На этой стадии узловые сопряжения рассматриваются, как абсолютно жесткие или шарнирные. После подбора сечений балок и конструирования узлов выполняем расчет жесткости узлов по предложенной методике. На второй стадии расчет системы выполняется с учетом жесткости узлов и выполняется проверка назначенных сечений.

Для расчета таких систем следует использовать стандартные вычислительные комплексы, учитывающие геометрическую и физическую нелинейность системы, в которых реализован метод конечных элементов ("ANSYS", "Cosmos", "NASTRAN", "ABAQUS", "STARK" и др.).

Стропильные конструкции сплошного сечения целесообразно применять только для покрытий небольших пролетов (15-18 м). Оптимальная высота сплошностенчатой стропильной конструкции зависит от интенсивности нагрузки. При шаге 6м оптимальная высота конструкции составляет 1/18-1/25 пролета. Элементы стропильной конструкций рекомендуется выполнять из малоуглеродистых (С245, С255), либо низколегированных (С345) сталей по ГОСТ-27772-88 в зависимости от нагрузки и температурных режимов.

Защиту узлов от коррозии следует выполнять в соответствии с требованиями СНиП 2.03-11-85 «Защита строительных конструкций от коррозии» в зависимости от степени агрессивности внутренней и наружной среды.

В результате проведенных исследований (глава 3) видно, что при соотношении площадей соединительных элементов и полок второстепенных балок к=1 на ранних стадиях загружения возникают пластические деформации и узлы можно отнести к полужестким, а при соотношении к=1.5 - к жестким.

Выполненное экспериментальное конструирование узлов с к=1, к=1.5 позволило оценить влияние податливости на распределение усилий в перекрестных балках. Экспериментальное проектирование выполнено на примере балочной клетки с габаритными размерами в плане 15x15 м, шагом балок 3 м (рис.6).

Рис. 6. Балочная клетка

а - план, б - расчетная схема Профили элементов - двутавровые балки по СТО АСЧМ 20-93, сталь С255. Сварные швы монтажные, тип электрода Э46А. Суммарная нагрузка (постоянная + временная) равна 2.1 кН/м2. Нагрузка прикладывается вдоль второстепенных балок, ориентированных по буквенным осям. Расчет выполним в программном комплексе 8ТАКК_ЕБ версия 4x4.

На первом этапе было принято сечение балок из двутавра 30Б2 по СТО АСЧМ 20-93. Максимальный изгибающий момент в главных балках составил М=110.84 кНм, во второстепенных М=112.20кН/м.

В результате расчета с учетом жесткости узлов получено, что при к=1 (допускаются пластические деформации) момент в главных балках увеличился на 17 % и составил М = 129.66 кНм, а во второстепенных снизился на 17%. При к= 1.5 (пластические деформации не допускаются) момент в главных балках увеличился на 6 % и составил М = 118.96 кНм, а в второстепенных - снизился на 6%.

Вследствие дополнительных эксцентриситетов и концентраторов напряжений от сварки и т.д. соединительные элементы работают в более сложных условиях. Рекомендуется не допускать развития пластических деформаций, принимая площадь соединительных элементов больше, чем площадь полок соединяемых второстепенных балок (к=1.5) при условии, что расчетный момент М в соединении превышает 2/3 предельного момента [М] балки или принимать к=1 при М<2/3[М].

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ

1. Выполнено исследование четырех типов узловых сопряжений перекрестных двутавровых балок.

Первый тип включает фрагменты перекрытий, сопряжения полок которых выполнены с использованием треугольных пластин, четыре по верхним и четыре по нижним полкам, стенки объединены прямоугольными пластинами. Все балки выполнены из двутаврового профиля 25Б1.

Второй тип объединяет фрагменты перекрытий, сопряжения которых выполнены с использованием гнутого швеллера. Благодаря фигурной резке стенки швеллера получен Г-образный элемент, который одновременно объединяет верхние пояса и стенки главной и второстепенной балок. По нижним поясам предусмотрена общая накладка. Балки выполнены из двутаврового профиля 25Б1.

Третий тип - это слияние двух первых типов. Объединение верхних полок и стенок второстепенных и главных балок выполнено по первому типу. Объединение нижних полок выполнено по второму типу. Балки выполнены из двутаврового профиля 20Б1.

Четвертый тип включает фрагменты перекрытий, в которые входят сопряжения разновысоких балок с устройством опорного столика на главной балке. Верхние полки и стенки балок объединены по первому типу. Главная балка выполнена из двутаврового профиля 20Б1, второстепенные - из 12Б1

2. В результате испытаний натурных образцов получена картина напряженно-деформированного состояния и разрушения сварных податливых соединений второстепенных балок с главными в одном уровне. Деформированное состояние соединительных элементов характеризуется, главным образом, изгибом и удлинением или укорочением соединительных пластин по полкам балок. Переход металла соединительных элементов в упругопластическую стадию отмечен при нагрузке 0.5...0.65Рэти., где Р'тм- разрушающая (предельная) нагрузка (несущая способность).

3. Одним из основных факторов, влияющих на несущую способность узловых сопряжений перекрестных балок, помимо места приложения нагрузки, сечения и пролета балок, является тип соединительных элементов.

Результаты испытаний показали, что узловые сопряжения второго типа являются более мощными по сравнению с первым типом.

4. Численные исследования узлов методом конечных элементов позволили получить полную картину напряженно-деформированного состояния соединительных элементов и балок. Разница между данными экспериментальных и численных исследований не превышала 20%.

5. Результаты испытаний и теоретических исследований показали, что развитие пластических деформаций снижает жесткость сопряжения второстепенных балок в диапазоне один - три раза.

6. В результате проведенных исследований выявлено, что при отношении площадей сечений (к) соединительных элементов, расположенных по полкам, к площади сечений полок соединяемых второстепенных балок к=1 наблюдается

снижение жесткости, а при отношении, равном к=1.5, снижение жесткости от развития пластических деформаций не наблюдалось вплоть до разрушения.

7. В результате экспериментального проектирования покрытия из перекрестных двутавровых балок с учетом жесткости узлов установлено, что при конструировании узлов балок с к=1 расчетный момент в главных балках увеличивается на 17% по сравнению с абсолютно жестким сопряжением, а при к=1.5-на6%.

8. В результате численного исследования узлов сделан вывод, что если величина нормальной силы (действующей вдоль второстепенных балок) меньше 10 % от предельной нормальной силы, то её можно не учитывать при расчете жесткости узлов.

9. Предложена методика инженерного расчета жесткости узлов перекрестных двутавровых балок. Разработанные на её основе рекомендации по расчету и конструированию сварных узлов перекрестных балок используются в практике проектирования компанией ООО "Градтех".

Основные положения диссертационной работы опубликованы в статьях:

- Коржов О.В. Разработка методики оценки жесткости перекрестных узловых сопряжений двутавровых балок // Строительная механика и расчет сооружений. - 2008 - №5, с. 33-37.

- Ведяков И.И., Коржов О.В., Цетлин Б.С., Прилуцкий О.Г. Исследования действительной работы сварных сопряжений перекрестных балок с различными узловыми деталями // Промышленное и гражданское строительство. - 2009 - №6, с. 20-23.

- Коржов О.В. Работа узловых сопряжений перекрестных балок // Сборник материалов Ш международной выставки-Интернет-конференции "Энергообеспечение и строительство" - 2009 - часть 1, с. 218-223.

Отпечатано в ООО «Компания Спутник+» ПД № 1-00007 от 25.09.2000 г. Подписано в печать 10.02.2011 Тираж 100 экз. Усл. п.л. 1,5 Печать авторефератов (495)730-47-74,778-45-60

Введение.

1. Состояние вопроса, цель и задачи исследования.

1.1. Особенности работы стальных каркасов.

1.2. Обзор экспериментально-теоретических исследований работы узлов.

1.3. Цели и задачи исследования.

2. Экспериментальные исследования натурных узлов перекрестных балок.

2.1. Задачи и методика экспериментальных исследований.

2.2. Результаты экспериментальных исследований.

Выводы по главе.

3. Теоретические исследования узлов перекрестных балок.

3.1. Задачи и методика исследований.

3.2. Численные исследования работы узловых сопряжений перекрестных балок.

3.3. Определение коэффициентов защемления методом сил.

3.4. Определение влияния нормальной силы на жесткость сопряжения перекрестных балок.

3.5. Инженерная методика определения жесткости узлов.

Выводы по главе.

4. Рекомендации по проектированию сопряжений перекрестных балок

4.1. Рекомендации по расчету и конструированию узлов перекрестных балок.

4.2. Экспериментальное проектирование покрытия из перекрестных балок.

Выводы по главе.

Актуальность темы. Очевидно, что одним из основных факторов, влияющих на надёжность строительных конструкций, является точность расчёта [5]. Экономическая эффективность и надёжность стальных каркасов могут быть повышены путем совершенствования методики расчёта.

На практике часто возникает проблема адекватности расчёта жестких узлов. В большинстве случаев это связано с отсутствием достаточной информации по их фактическому напряжённому состоянию.

Особенности конструктивной схемы жестких узлов перекрестных балок таковы, что вовлечение отдельных областей в зону пластических деформаций начинается на сравнительно низких уровнях нагружения. Причем при проектировании таких узлов не рассматривается влияние упруго-пластической работы части элементов узла на деформации и перераспределение усилий в каркасе.

В настоящий момент методика проектирования каркасов такова, что статический расчёт рассматривается в отрыве от принимаемой конструктивной схемы узла. Это может приводить к ошибочным результатам.

Объектом исследования является сварной узел сопряжения перекрестных балок, широко применяемый в каркасах многоэтажных производственных и гражданских зданий.

Конструкция сварного узла принята на основе обзора отечественных и зарубежных конструктивных решений металлических каркасов и технологии устройства перекрытий и покрытий. Исследуемый узел типичен в практике стальных каркасов и образуется сопряжением одной главной и двух второстепенных балок двутаврового профиля.

Теоретическое исследование напряжений в зонах узловых соединений методами теории упругости достаточно затруднительно. Это вызвано разнообразием конструкций узлов, которые отличаются: типом профиля, •жёсткостью, особенностями сопряжения, а также геометрической формой элементов.

Целью диссертационной работы является разработка инженерной методики расчета жесткости и рекомендаций по проектированию узловых сопряжений перекрестных балок на основе экспериментально-теоретических исследований их напряженно-деформированного состояния.

Научную новизну работы составляют: результаты экспериментальных исследований действительной работы натурных сварных узловых сопряжений перекрестных балок при действии статической нагрузки; результаты численных исследований напряженно-деформированного состояния перекрестных балок со сварными узловыми сопряжениями методом конечных элементов; инженерная методика расчета жесткости сварных соединений перекрестных балок; результаты экспериментального проектирования.

Практическое значение и реализация. Результаты экспериментально-теоретических исследований использованы при разработке проектов по следующим объектам:

1. стальной каркас здания по объекту: «Ковровый цех» расположенный по адресу: Московская область, Подольский район, с. Кленово, шифр - 01-ГЕ/04;

2. стальные каркасы комплекса зданий по объекту: «Комплекс зданий по производству блоков и плит из автоклавного ячеистого бетона мощностью 357 700 м3 в год» по адресу: Калужская область, Малоярославецкий район, промзона д. Маклино; шифр -13/ПР/07;

3. стальные каркасы комплекса зданий по объекту: «Производственно-складской комплекс» по адресу: Московская область, г. Чехов, ул. Угловая 2; шифр - 09/ПР/07.

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались на четвертой международной конференции «Металлостроительная индустрия XXI: мировой опыт и возможности для России (12 ноября 2008 г.)» и опубликованы в статьях:

1. Коржов О.В. Разработка методики оценки жесткости перекрестных узловых сопряжений двутавровых балок // Строительная механика и расчет сооружений. - 2008 - №5, с. 33-37.

2. Ведяков И.И., Коржов О.В., Цетлин Б.С., Прилуцкий О.Г. Исследования действительной работы сварных сопряжений перекрестных балок с различными узловыми деталями // Промышленное и гражданское строительство. - 2009 - №6, с. 20-23.

3. Коржов О.В. Работа узловых сопряжений перекрестных балок // Сборник материалов III международной выставки-Интернет-конференции "Энергообеспечение и строительство" - 2009 - часть 1, с. 218-223.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, общих выводов и библиографического списка, включающего 62 источника. Работа изложена на 157 страницах машинописного текста, содержит 109 рисунков, 14 таблиц.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ

1. Выполнено исследование четырех типов узловых сопряжений перекрестных двутавровых балок.

Первый тип включает фрагменты перекрытий, сопряжения полок которых выполнены с использованием треугольных пластин, четыре по верхним и четыре по нижним полкам, стенки объединены прямоугольными пластинами. Все балки выполнены из двутаврового профиля 25Б1.

Второй тип объединяет фрагменты перекрытий, сопряжения которых выполнены с использованием гнутого швеллера. Благодаря фигурной резке стенки швеллера получен Г-образный элемент, который одновременно объединяет верхние пояса и стенки главной и второстепенной балок. По нижним поясам предусмотрена общая накладка. Балки выполнены из двутаврового профиля 25Б1.

Третий тип — это слияние двух первых типов. Объединение верхних полок и стенок второстепенных и главных балок выполнено по первому типу. Объединение нижних полок выполнено по второму типу. Балки выполнены из двутаврового профиля 20Б1.

Четвертый тип включает фрагменты перекрытий, в которые входят сопряжения разновысоких балок с устройством опорного столика на главной балке. Верхние полки и стенки балок объединены по первому типу. Главная балка выполнена из двутаврового профиля 20Б1, второстепенные - из 12Б1

2. В результате испытаний натурных образцов получена картина напряженно-деформированного состояния и разрушения сварных податливых соединений второстепенных балок с главными в одном уровне. Деформированное состояние соединительных элементов характеризуется, главным образом, изгибом и удлинением или укорочением соединительных пластин по полкам балок. Переход металла соединительных элементов в упругопластическую стадию отмечен при нагрузке 0.5.0.65Рэтах., где Рэтах-разрушающая (предельная) нагрузка (несущая способность узла).

3. Одним из основных факторов, влияющих на несущую способность узловых сопряжений перекрестных балок, помимо места приложения нагрузки, сечения и пролета балок, является тип соединительных элементов.

Результаты испытаний показали, что узловые сопряжения второго типа являются более мощными по сравнению с первым типом.

4. Численные исследования узлов методом конечных элементов позволили получить полную картину напряженно-деформированного состояния-соединительных элементов и балок. Разница между данными экспериментальных и численных исследований не превышала 20%.

5. Результаты испытаний и теоретических исследований показали, что развитие пластических деформаций снижает жесткость сопряжения второстепенных балок в диапазоне один - три раза.

6. В результате проведенных исследований выявлено, что при отношении площадей сечений (к) соединительных элементов, расположенных по полкам, к площади сечений полок соединяемых второстепенных балок к=1 наблюдается снижение жесткости, а при отношении, равном к=1.5, снижение жесткости от развития пластических деформаций не наблюдалось вплоть до разрушения.

7. В результате экспериментального проектирования покрытия из перекрестных двутавровых балок с учетом жесткости узлов установлено, что при конструировании узлов балок с к=1 момент в главных балках увеличивается на 17% по сравнению с абсолютно жестким сопряжением, а при к=1.5 - на 6 %.

8. В результате численного исследования узлов сделан вывод, что если величина нормальной силы (действующей вдоль второстепенных балок) меньше 10 % от предельной нормальной силы, то её можно не учитывать при расчете жесткости узлов.

9. Предложена методика инженерного расчета жесткости узлов перекрестных двутавровых балок. Разработанные на её основе рекомендации по расчету и конструированию сварных узлов перекрестных балок используются в практике проектирования компанией ООО "Градтех".

1. Аистов H.H. Испытание сооружений // Издание второе исправленное и дополненое- Л.-М.: Госстройиздат 1960. 315 с.

2. Блейх Ф. Стальные сооружения. Том I. — Л.- М.: Госстройиздат, 1938.-638 с.

3. Варданян Г.С., Андреев В.И., Атаров Н.М., Горшков A.A. Сопротивление материалов с основами теории упругости и пластичности. -М.: Издательство АСВ, 1995. 568 с.

4. ГОСТ 16350-80. Климат СССР. Районирование и статистические параметры климатических факторов для технических целей.

5. ГОСТ 27751-88. Надежность строительных конструкций и оснований // Основные положения по расчету. — М.: Издательство стандартов, 1988. с 8.

6. Гильман Г.Б. Шевченко В.Н., Борисенко B.C. О критерии нелинейности при решении нелинейных задач механики шаговым методом // ЭВМ в исследованиях и проектировании объектов строительства. Киев: 1979.-С. 3-10.

7. Гильман Г.Б. Шевченко В.Н. Автоматизация выбора шага при решении физически нелинейных задач механики шаговым методом //Автоматизация проектирования объектов гражданского строительства. — Киев: 1982.-С. 23-33.

8. Демидов Н. Н., Бурмистрова А. Г. К анализу расчетных схем и основных методов расчета перекрестных балок. Строительная механика и расчет сооружений. Выпуск №2 1989.

9. Крылов H.A., Глуховской К.А., Испытание конструкций сооружений. Л: Издательство литературы по строительству, 1970. - 270 с.

10. Моисеев В.Н., Предпосылки к проектированию сварных пролетных строений, Сборник "Сварка в машиностроении".

11. Маламент JI.И., Исследование работы металлических рам в упруго-пластической стадии. Расчет металлических конструкций с учетом пластических деформаций: Сб. статей ЦНИПС. М., - Л.: Госстройиздат, 1938.-С. 79-159.

12. Патон Е.О. Опытное исследование прикрепления сварных и клепаных балок.

13. Пособие по проектированию стальных конструкций (к СНиП II-23-81* «Стальные конструкции»/ ЦНИИСК им. Кучеренко Госстроя СССР. -М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1989. -148 с.

14. СНиП 2.01.07-85*. Нагрузки и воздействия. Госстрой СССР. М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1986. -36 с.

15. СНиП Н-23-81*. Стальные конструкции. Госстрой СССР. —М.: ЦИТП Госстрой СССР, 1991. 96 с.

16. СНиП 2.03-11-85. Защита строительных конструкций от коррозии. Госстрой СССР. М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1986. - 46с.

17. СП 53-102-2004. Общие правила проектирования стальных конструкций. -М.: 2005. 132 с.

18. Стрелецкий Н. С. Курс металлических конструкций/ часть 1 /Глава XI. Балки/§ 9. Сопряжение балок/ Л.- М.: Госстройиздат. 1940 г. 844 с

19. Троицкий П. Н. Промышленные этажерки. М.: Стройиздат, 1965,- 172 с.

20. Троицкий П. Н. Исследование и совершенствование конструктивных форм узлов металлических каркасов многоэтажных зданий: Дисс. на соискание ученой степени к.т.н. -М., 1973 -235 с.

21. Туркин B.C. Экспериментально-теоретическое исследование упругопластической работы стальных неразрезных балок. Расчет металлических конструкций с учетом пластических деформаций: Сб. статей ЦНИИПС. -М.: Госстройиздат, 1938. С.7-79.

22. Шапиро. Работа узлов стального каркаса, Сборник "Стальные каркасы многоэтажных зданий", 1939 г.

23. Ackroyd Gerstle К. Strength of flexibly connected steel frames. Engineering Structures, 1983, №5, p. 31-37.

24. Aggarwal A.K., Coares R.C. Moment-rotation characteristics of bolted beam-column connections. Journal of construction steel research. 1986, V. 6, №4, pp. 303-318.

25. Augustyn J., Kozlowski A. Teoretyczno-doswiadczalna analiza sztywnosci i nosnosci wezla spawanego. Inzynieria i Budownictwo. 1987, №5, pp. 150-153.

26. Birkemoe P.C., Gilmor M.I. Behaviour of bearing critical double-angle beam Connections. Engineering Journal. AISC. 1978, V.15, №4, pp. 109-114.

27. Chen W.F. Special issue on joint flexibility in steel frames. Journal of constructional steel research, 1987, V.8, №3, pp.12-25.

28. Chen W. F; Goto Y.: Liew J. Y. R Stability design, of semi-rigid frames. John Wiley & Sons. 1996 r. 468 p.

29. Cosenza E., DeLuca A., Faella C., Inelastic buckling of semi-rigid sway frames, Structural connections: stability and strength, London, Elsevier Applied Science, 1989.

30. Eurocode 3. Design of Steel Structures. Part 1.8: Design of joints prEN 1993-1-8-2003.

31. Eurocode 3. Design of steel structures. Part 1.1: General Rules and Rules for Buildings, European Prestandard ENV 1993-1-1:1992, CEN Brussels, Belgium.

32. Faella C.; Piluso V.; Rizzano G. Structural steel semi-rigid connections: theory, design and software. Boca Raton: CRC Press LLC. 2000. 494 p.

33. Gerfontaine F.; Jaspart J. P. Analytical study of the interaction between bending and axial force in bolted joints. Eurosteel Coimbra, 2002. p, 997-1006.

34. Hasan R.; Kishi N.; Chen W.-F. A new nonlinear connections classification system. Journal of Constructional Steel Research, 1998, Vol 47, p. 119.140.

35. Home M.R. Discussion of Theory of Inelastic Bending with Reference to Limit Design. Trans. Amer. Soc. Civ. Engrs. 1948. -№ 113, №250.

36. Hrennikoff A. Theory of inelastic bending with reference to limit design. Trans. Amer. Soc. Civ. Engrs. 1948. - № 113, №213.

37. Jaspart J. P.; Weynand, K. Extension of the component method to joints in tubular construction. In: Proceedings of the Ninth international Symposium and Euroconference on tubular structures. Dusseldorf, 2001, p. 517-523.

38. Lipson S.L. Single-Angle Welded-Bolted Connection. Journal of the Structural Division. 1977, V. 103, №ST3 March, pp. 102-135.

39. Lyse and Gibson. Welded beam column connections "Am. Weld Soc. Journal", №10 Hi. 1936.

40. Moncarz P.D. Gerstle K.H. Steel Frames with Non-Linear Connections. Journal of the Structural Engineering Division, ASCE, 1981, V.107, № ST8, pp. 101-110.

41. Morris G.A., Packer J.A. Beam-to-column connections in steel frames. Canadian Journal of Civil Engineering, 1987, V.14, №1, pp. 68-76.

42. Revised Annex J of Eurocode 3. Joints in building frames, European Prestandard ENV 1993-1-1 :1992/A2:199S, CEN Brussels, Belgium.

43. Richard R.M., Kreigh J.D., Hormby D.E. Design of single plate framing connections with A307 bolts. Engineering Journal. 1982, V. 19, №4. pp. 209-213.

44. Richard R. M., Kreigh J. D., Hormby D.E. Design of single plate framing connections with A307 bolts. Engineering Journal. 1982. V. 19. - №4. -pp. 209-213.

45. Rothbun, Elastic properties of riveted Connection, Trans. ASCE, 1936, далее "Proc. Am. Soc. Civ. Eng." №1, 1935.

46. Schreiner N. G., The behavior of Fillet Welds, when subjected to bending Stresses, "Am. Journal of W.Societ." № 9, 1935.

47. Second Repport of the Steel Struct. Researche Commirree, London 1934.

48. Sokol Z.; Wald. F.; Delabren V.; Muzeau J. P.; Svarc M. Design of end plate joints subject to moment and normal force. Eurosteel Coimbra, 2002, p. 1219-1228.

49. Stelmack T.W., Marley M.J., Gerstle K.H. Analysis and tests of flexibly connected steel frames. Journal of Structural Engineering, 1986, Vol. 112. №7, pp. 1573-1587.

50. Tarpy T.S., Cardinal J.W. Behaviour of semi-rigid beam-to-column endplate connections. Joints in Structural Steelwork. New York, 1981, №4, pp. 2.32.25.

51. Weynand K.; Jaspart J. P.; Steenhuis M. The stiffness model of revised Annex J of Eurocode 3. In: Proceedings of the third international workshop onconnections in steel structures behaviour, strength and design, Trento, 1995,p. 441452.

52. Wilkinson T.; Hancock G. J. Tests to examine plastic behaviour of knee joints in cold-formed RHS. Journal of Structural Engineering 2000, Vol 126. No 3. p. 297.305.

53. Wilson, Test to determine the feasibility of Welding Steel Framed, "Journ. Am. Weld. Society" № 1, 1936.

54. Urbonas K.; Daniunas A. Component method extension to steel beam-to-beam and beam-to-column knee joints under bending and axial forces. Journal of Civil Engineering and Management, 2005, Vol XI, No 3, p. 217-224. ISSN 1392-3730.

55. Urbonas K.; Daniunas A. Numerical tests of steel beam-to-column semi-rigid connections. Journal of Civil Engineering and Management, 2003, Vol 9, No 4, p. 292-296. ISSN 1392-3730.

56. Yusof N. Semi-rigid Connections, Analysis and Design. : MS Thesis, Lehigh University, USA, 1986, 465 p.1. ОООиГРДДТЕХ»

57. Юридический адрес: 143900, МО , г. Балашиха, ул.Белякова , дом 2 «Б». Адрес для корреспонденции: 111123 Москва,Шоссе Энтузиастов д.56,стр.47 Тел./факс : 8 495 221 40 96 e'mail : info@gradyent.ru

58. ИНН 5001049777 КПП 500101001 р/с 40702810800070000185 в ООО МИБ «ДАЛЕНА» г. Москва, к/с 30101810300000000313, БИК 044599313 ОКПО 75240377 ОГРН 1055000501643 ОКАТО 4620450100013 октября 2010 г.г. Москва1. АКТ

59. О практическом использовании результатов диссертационной работы инженера Коржова О.В. «Несущая способность и деформативность податливых узловых сопряжений перекрестных балок»

60. Результаты экспериментальных и теоретических исследований инженера Коржова О.В. использованы при разработке проектов по следующим объектам :

61. Металлический каркас здания по объекту : «Ковровый цех» , расположенный по адресу : Московская область , Подольский район , с. Кленово , шифр 01-ГЕ/04

62. Металлические каркасы комплекса зданий по объекту : «Производственно-складской комплекс» по адресу : Московская область , г. Чехов , ул. Угловая 2 ; шифр 09/ПР/07 .