автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Выявление резервов несущей способности стальных строительных конструкций на основе совершенствования методов их расчета и рационального применения современных материалов

ГОСУДАРСТВЕННОЕ УНИТАРНОЕ ПРЕДПРИЯТИЕ ЦЕНТРАЛЬНЫЙ НАУЧНО - ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ им. В.А.КУЧЕРЕНКО

На правах рукописи ВЕДЯКОВ Иван Иванович И О О Л

ВЫЯВЛЕНИЕ РЕЗЕРВОВ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ СТАЛЬНЫХ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ НА ОСНОВЕ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ МЕТОДОВ ИХ РАСЧЕТА И РАЦИОНАЛЬНОГО ПРИМЕНЕНИЯ СОВРЕМЕННЫХ МАТЕРИАЛОВ

Специальность 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва-2000

Работа выполнена в Государственном Унитарном Предприятии «Центральный научно-исследовательский институт строительных конструкций им. В.А.Кучеренко»

Официальные оппоненты - доктор технических наук, профессор Травуш В.И.

доктор технических наук, профессор Горицкий В.М. доктор технических наук, профессор Моисеев В.И.

Ведущая организация - Моспроект - 2

Защита состоится «/у » ШоИХ-* 2000 г. в « /3 » часов на заседании диссертационного совета Д 033.04.01 по защите диссертаций на соискание ученой степени доктора технических наук при Государственном Унитарном Предприятии «Центральный научно-исследовательский институт строительных конструкций им. В.А.Кучеренко» по специальности 05.23.01 «Строительные конструкции, здания и сооружения» по адресу: 109428, г. Москва, 2-я Институтская ул., д. 6

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке ГУП ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко

Автореферат разослан » 2000 г.

Научные консультанты:

д.т.н., профессор Горпинченко В.М.

д.т.н., профессор Одесский П.Д.

Ученый секретарь специализированного совета, канд. техн. наук I • Воробьева С.А.

Н 54 - 028 . ОН

,0

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Несмотря на временный спад производства использование в строительстве стальных конструкций достаточно велико, ежегодно расходуются сотни тысяч тонн проката. Обеспечение высокой экономической эффективности стальных конструкций и сооружений относится к важнейшим народно-хозяйственным проблемам. Очевидно, что техническая и экономическая эффективность и, в конечном счете, конкурентная способность стальных конструкций обеспечивается при постоянном и своевременном учете и отражении в строительных нормах и правилах последних достижений в развитии методов расчета и проектирования, современных технологий изготовления, а также в создании и использовании новых марок сталей. Однако, последняя редакция норм проектирования стальных конструкций (СНиП П-23-81 ) не пересматривалась около 20-ти лет, вследствие чего в ряде разделов не отражены основные достижения строительной науки в области металлостроительства.

Среди значимых технических и научных достижений, существенно повлиявших на современное развитие проектирования стальных строительных конструкций, следует выделить интенсивное развитие вычислительной техники, интегрирование отечественного строительства в мировую хозяйственную систему, в том числе и в части нормирования и стандартизации, а также начавшиеся интенсивные работы по реконструкции, ремонту и восстановлению в сжатые сроки зданий, особенно построенных в исторических центрах городов в начале XX века и ранее и требующих для этого значительных инвестиционных вложений. Наконец, за последние 10-15 лет существенные изменения произошли в металлургической промышленности, приведшие к созданию и освоению строительных сталей нового поколения, отличающихся от регламентированных действующими нормами, изменились подходы к оценке служебных свойств проката и конструкций, а также представления о хрупких разрушениях металлических конструкций. Используя достижения в перечисленных направлениях можно существенно повысить эффективность действующих строительных норм и правил и, соответственно, эффективность проектируемых стальных конструкций.

Поэтому актуальной является проблема, связанная с выявлением резервов несущей способности стальных строительных конструкций и повышением их сопротивления хрупким разрушениям, основанным на совершенствовании методов их расчета и проектирования, а также рациональном применении как традиционных, так и новых материалов. Одними из наиболее актуальных вопросов рассматриваемой проблемы являются вопросы совершенствования научных основ проектирования колонн двутаврового составного сечения, изыскания возможностей дальнейшего использования балок междуэтажных перекрытий при реконструкции старых зданий, разработка положений проектирования хладостойких конструкций из обычных малоуглеродистых сталей, а также вопрос создания новой концепции рационального использования современных сталей в металлических конструкциях.

Целью исследований является выявление резервов несущей способности и повышение сопротивления хрупким разрушениям стальных строительных конструкций на основе совершенствования методов их расчета и проектирования, а также рационального применения традиционных и новых материалов.

Для достижения поставленной цели в работе решались следующие задачи.

1. Разработка методов и программ расчета компоновки сечений минимальной площади колонн составных двутавровых сечений при их работе в пределах упругих деформаций для сечений с устойчивыми стенками и для сечений с гибкими стенками с учетом их закритического поведения. Результаты расчета применимы при недогрузке колонн, обусловленной конструктивными требованиями или условиями их работы.

2. Определение нормативных соотношений между числовыми показателями, используемыми в расчетах по различным нормативным документам, и разработка с учетом полученных данных рекомендаций по оценке возможности дальнейшего использования стальных балок (с выявлением резервов несущей способности без усиления или с усилением) в реконструируемых зданиях старинной постройки.

3. Установление наиболее эффективных методов усиления и разработка принципов создания соединений с применением сварки сохраняемых стальных балок междуэтажных перекрытий зданий постройки первой четверти XX века и ранее.

4. Уточнение на основе экспериментальных исследований механизма перехода стальных конструкций из вязкого состояния в хрупкое и установление критериев потери несущей способности с учетом хрупкого разрушения для сооружений с различной степенью ответственности.

5. Разработка основ конструирования частей зданий и сооружений из малоуглеродистых сталей в условиях эксплуатации при низких климатических температурах.

6. Разработка научных основ нормирования малоуглеродистых сталей при проектировании металлических конструкций, в том числе с учетом современных возможностей металлургической промышленности и необходимости гармонизации отечественных и зарубежных норм.

7. Исследование возможности применения в строительстве проката малоуглеродистых сталей с повышенной и высокой прочностью и хладостойкостыо.

8. Разработка предложений по назначению новых сталей, в том числе при строительстве уникальных сооружений.

Научную новизну работы составляют следующие результаты, защищаемые автором.

- Разработаны методики и составлены программы расчета на ЭВМ колонн составного двутаврового сечения с устойчивой стенкой, работающих в пределах упругих деформаций, и гибкой стенкой, позволяющие компоновать сечение минимальной площади.

- Предложены расчетные и конструктивные подходы, определяющие возможность дальнейшего использования стальных балочных конструкций в реконструируемых зданиях старинной постройки при обеспечении их несущей способности и эксплуатационной надежности.

- Экспериментально исследована физическая природа перехода элементов конструкций из вязкого состояния в хрупкое. Предложено область вязко-хрупкого перехода делить на две области - собственно квазихрупкого разрушения и разрушения после деформационного упрочнения. Дано определение обеих областей.

- Определены основные «сильные» факторы охрупчивания, выдвинута и подтверждена гипотеза о том, что хрупкое разрушение, как правило, происходит при одновременном действии не менее четырех основных факторов охрупчивания. Действие трех основных факторов охрупчивания не приводит к хрупкому разрушению. В последнем случае допустимая температура эксплуатации лежит около температуры нулевой пластичности Тнп и сама конструкция может быть изготовлена из малоуглеродистой стали.

- Показано, что сосредоточенное относительное удлинение в шейке 5С, является наиболее представительной характеристикой пластичности строительных сталей, особенно для оценки пластичности материала при действии отрицательных температур.

- Разработана схема взаимодействия фазы неметаллических включений и металлической матрицы при различной чистоте материалов и различных механизмах упрочнения. Установлено, что повышая чистоту металла по вредным примесям и увеличивая степень глобулированности неметаллических включений можно повысить величину сосредоточенного относительного удлинения до уровня 5С = 15%, при этом относительное удлинение 55 > 25% и относительное сужение > 15% независимо от прочности проката (в диапазоне ох =235...440 Н/мм2).

- Разработаны научные основы новых предложений по назначению проката в строительные стальные конструкции. В основу предложенной концепции положено разработка новых требований к прокату, позволяющих применить обеспеченный современной металлургической промышленностью широкий круг экономически эффективных сталей с пониженным содержанием дефицитного в России марганца. Сформулировано понятие о современной малоуглеродистой стали для металлических конструкций.

Практическая ценность работы состоит в следующем.

1. Разработан расчет колонн минимальной площади составного двутаврового сечения с устойчивой стенкой, работающих в пределах упругих деформаций, и гибкой стенкой, при этом экономия металла в колоннах, спроектированных по новым принципам, составит 10...25%. Составлены предложения в новую редакцию норм проектирования стальных конструкций к разделу по расчету колонн составного двутаврового сечения при усилении и ремонте конструкций.

2. Предложены инженерные методы и нормативные подходы обеспечения несущей способности балочных конструкций, в первую очередь междуэтажных перекрытий, при рациональном использовании старинных сталей. Разработаны предложения в новую редакцию норм проектирования стальных конструкций в раздел по проектированию конструкций зданий и сооружений при реконструкции.

3. Разработаны предложения для новой редакции норм проектирования стальных конструкций в части уточнения расчета неразрезных балок постоянного двутаврового сечения с учетом перераспределения опорных и пролетных моментов.

4. Показаны практические рациональные пути обеспечения ртдостойкости конструкций из малоуглеродистых сталей при температуре эксплуатации ниже минус 40°С за счет уменьшения действия в конструкции количества сильных факторов охрупчивания. Как предложения в новую редакцию норм составлены общие положения, которые необходимо учитывать при расчете конструкций на прочность при опасности хрупкого разрушения.

5. Разработаны гармонизированные с Евростандартами предложения для новой редакции норм проектирования стальных конструкций в части рационального назначения и выбора марок сталей для металлических конструкций. Сделанные предложения в отличие от действующих норм существенно расширяют область применения малоуглеродистых сталей.

Внедрение результатов. Результаты проведенных исследований использовались при составлении «Рекомендаций по применению углеродистой стали для строительных металлических конструкций (изгибаемых элементов) при температурах ниже минус 40°С с целью замены низколегированных марок сталей (сталь марки ВСтЗсп по ГОСТ 380-71* и ТУ 14-1-3023-80 в толщинах не более 16 мм для климатических районов 12, Н2 и Из с расчетной температурой минус 50°С и выше)»; «Рекомендаций по расчету и про-

вотированию элементов опор линий электропередач ВЛ и ОРУ из стали ВСтЗсп в климатических районах 1Ь П2 и Н3 с расчетной температурой минус 45°С и выше»; «Рекомендаций по применению малоуглеродистых сталей в металлических конструкциях объектов, проектируемых Управлением Моспроект-2».

Результаты работы использовались также на стадии проектирования, выбора материалов и обоснования конструктивных решений в проектных институтах Моспроект - 1, Моспроект - 2, Энергосетьпроект. Результаты исследований, приведенные в настоящей работе, использованы при разработке проектов усиления стальных балочных конструкций, а также при проектировании и усилении стальных колонн составного двутаврового сечения при реконструкции производственных цехов Московского Хрустального завода им. Калинина (цеха старинной постройки по ул. Большая Новодмитровская), Государственного космического центра им. Хруничева (ул. Новозаводская), встроенных помещений спорткомплекса «Олимпийский», старинных зданий страховой компании «РЕСО-Гарантия» по ул. Гашека и ул. Спиридоновка, старинного здания Банка «Менатеп» по Уланскому переулку, старых помещений механо-сборочного цеха з-да «Красная Пресня» по ул. Пресненский вал, старых производственных корпусов з-да «Борец», инженерного корпуса ВНИИизмерения, встроенных помещений киноконцертного зала комбината «Известия» (после реконструкции кинотеатр «Кодак - Кино мир»), старинных производственных цехов завода «Химволокно» в г. Серпухов.

Результаты исследований были также использованы при усилении колонн из старинной стали помещения «Банка Рябушинского» в реконструируемом здании Старого Гостиного Двора, а также при выборе стали для несущих конструкций покрытия внутреннего пространства Старого Гостиного Двора, а также на ряде других объектов.

Основные результаты исследований докладывались на XIV конференции Уральской школы металловедов-термистов «Фундаментальные проблемы физического металловедения перспективных материалов» (Ижевск-Екатеринбург, февраль 1998 г.), на III-ем научно-техническом семинаре «Прочность материалов и конструкций при низких температурах» (Санкт-Петербург, апрель 1998 г.), на конференции «Металлические конструкции: настоящее и будущее», посвященной 90-летию Н.П.Мельникова (Москва, декабрь 1998 г.), на конференции «Потенциал ВУЗов и московских ученых - в интересах города» (Москва, март 1999 г.), на конференции «Бернштейновские чтения по термомеханической обработке» (Москва, октябрь 1999 г.), на XV конференции Уральской школы металловедов-термистов «Актуальные проблемы физического металловедения стали и сплавов» (Екатеринбург, 14-18 февраля 2000 г.), на секциях металлоконструкций Научно-технического совета ЦНИИСК им. Кучеренко.

Публикации. Основные положения диссертационной работы опубликованы в 19 печатных работах и 2-х монографиях.

Объем диссертации. Диссертация состоит из введения, шести глав, выводов и практических рекомендаций, приложений и списка литературы, общим объемом страниц, в число которых входят: страниц машинописного текста, 54- рисунка на^< страницах,ТУгаблиц, список литературы из 253 наименований.

Первая глава посвящена повышению эффективности колонн составных двутавровых сечений на основании совершенствования методов их расчета и проектирования при усилении и реконструкции. На основе этого возможно также решение проблемы дефицита для несущих элементов каркасов зданий и сооружений крупноразмерного широкополочного и колонного проката, выпускаемого в ограниченном объеме и имеющего к тому же высокую стоимость.

Выполнен анализ современного состояния инженерных методов расчета колонн в действующих отечественных (СНиП П-23-81 , СНиП 2.05.03-84) и европейских нормах (Eurocode N3, ISO 10721-1, DIN 17800, Stability of Métal Structures), a также анализ работ С.П.Тимошенко, В.З.Власова, Б.М.Броуде, Г.М.Чувикина, В.И.Моисеева, А.С.Вольмира, М.Д.Корчака, А.А.Евстратова, В.И.Малого, Г.И.Белого, Б.С.Лапшина, Ю.В.Соболева, Г.Е.Вельского, Р.А.Дубровской, Г.Е.Бирюковой, А.В.Геммерлинга, Ф.Г.Ходжа, С.Н.Ярового и других авторов, посвященных исследованию действительной работы колонн и разработке методов их расчета.

Рекомендации по расчету колонн двутаврового сечения, изложенные в СНиП II-23-81 «Стальные конструкции. Нормы проектирования», основаны на определении предельной нагрузки колонны (стержня) в плоскости действия изгибающего момента, совпадающей с плоскостью стенки, с учетом развития пластических деформаций в сечении, в том числе и в стенке. При этом подходе реализуется принцип равноустойчивости стержня и стснки при плоской форме потери устойчивости, и он является основным в практических расчетах колонн. Дополнительно к этому положению в нормах сформулированы соответствующие требования по проверке устойчивости колонн из плоскости действия момента, а в отдельных случаях, когда фактические значения отношения высоты стенки к ее толщине Xw = — J— превышают наибольшие нормативные значения

/ V Е

>._uw, требования по расчету учитывают закритическую работу стенки путем введения понятия редуцированной (эффективной) высоты hred стенки. То есть основные проверки предельных состояний колонн в действующих нормах ориентированы на расчеты с учетом пластических деформаций с отдельными случаями расчетов с учетом закритической работы стенки, для которой предельные значения гибкости /Чт, также определены при возможном появлении в стенке пластических деформаций. Таким образом, действующие нормы не содержат прямых рекомендаций по подбору сечений колонн (стержней), работающих в пределах упругих деформаций, что объясняется достаточно распространенным мнением о том, что наиболее эффективными являются сечения элементов, рассчитанные с учетом развития пластических деформаций.

В нормативных документах зарубежных стран (Eurocode N3, ISO 10721-1, Stability of Metall Structures и др.) содержатся рекомендации по расчету сечений как с учетом развития пластических деформаций, вплоть до пластического шарнира (сечения 1-го и 2-го классов), так и в пределах упругих деформаций (сечения 3-го класса), а также с учетом редуцирования стенок и поясов сечения (сечения 4-го класса). Такая структура норм в принципе позволяет рассмотреть несколько конструктивных решений элементов конструкций в зависимости от метода расчета для того или иного класса сечения и принять наиболее эффективное решение, отвечающее конкретным условиям проектирования, хотя при этом отсутствует переход от одного класса сечений к другому.

В указанных зарубежных нормативных документах наибольший интерес представляет методика расчета сечений с учетом закритической работы стенки. При этом исходные эпюры напряжений для сечений с гибкой стенкой строго определены в пределах упругих деформаций, а в нормах России такие эпюры определяются в зависимости от величины сжимающей силы. Соответственно этим предпосылкам условная предельная гибкость стенки A.„vv в первом случае определяется на основе решения задачи устойчивости упругих пластинок при сжатии с изгибом, в то время как во втором случае A,uw определяется на основе аппроксимации результатов решений, полученных с учетом совместной работы стержня и пластинок, образующих сечение, из расчетов сечений колонн в той же предельной точке с учетом развития пластических деформаций. Таким образом,

можно сделать вывод, что при учете закритической стадии работы стенки в зарубежных нормах приняты предпосылки, определяющие ее работу в упругой области без строгой связи с общей устойчивостью стержня. Для этого случая получены расчетные формулы, удобные в применении для конструкций 4-го класса. В нормах России приняты более общие предпосылки, учитывающие влияние устойчивости стенки на предельное состояние стержня. Решение задачи при этом существенно усложняется, а результаты могут быть представлены в виде формул, полученных при обработке числовых значений при реализации решения на ЭВМ.

На основании вышеизложенного основной задачей исследований, представленных в первой главе, является повышение эффективности колонн составного двутаврового сечения за счет реализации методики расчета, которую можно использовать при разработке новых практических методов подбора и компоновки сечений минимальной площади при работе колонн в пределах упругих деформаций с вариантами сечений с устойчивой стенкой (сечения 3-го класса) и вариантами сечений с гибкой стенкой (сечения 4-го класса) с учетом их закритического поведения вплоть до предельных состояний колонн в целом. Другой задачей является разработка соответствующих алгоритмов и программ расчета для подбора и компоновки сечений минимальной площади.

Для решения задач исследований первой главы были приняты следующие основные расчетные предпосылки и исходные данные.

- Минимальная площадь двутаврового сечения определяется путем отыскания оптимальной высоты стенки h и соответствующего отношения площади пояса к площади стенки (ctf = A/Aw), из условия dA/dh = 0 (где А = Aw + 2Af).

- Расчетная схема колонны принята в виде внецентренно-сжатого стержня с шар-нирнирным опиранием концов как для сечений с устойчивой, так и с гибкой стенкой. Наиболее напряженным сечением является срединное сечение, подверженное действию силовых факторов N и Md = М + Nf. Для определения прогиба f форма изогнутой оси при плоском изгибе принимается в виде полуволны синусоиды.

- Критерии несущей способности колонн при плоской форме изгиба: для колонн с устойчивыми стенками - достижение бифуркационной нагрузки для идеальной плоской стенки в пределах упругости при условии, что для срединного сечения стержня в наиболее напряженном поясе напряжение достигает расчетного сопротивления (а) = Ry); для колонн с гибкими стенками - достижение предельной нагрузки для внецентренно-сжатого стержня в целом из условия закритического поведения стенки.

- Для определения критического напряжения для идеальной плоской стенки при сжатии с изгибом используется формула вида

acr = Xk(t/h)2, (1)

здесь х - коэффициент, учитывающий влияние защемления пластинки по контуру; к - собственное значение для свободно опертой пластинки; t и h - соответственно толщина и высота пластинки.

- Для колонн с гибкой стенкой для расчета сечений приняты эпюры напряжений, используемые в Еврокоде № 3 и ISO 10721 - 1 (рис. 1), при условии достижения напряжениями Ст[ значения расчетного сопротивления Ry (oj = Ry).

Для определения оптимальной предельной условной гибкости устойчивой стенки X uvv используется полученная в работе формула

Iuw= 1,125 4к = 1,125 д/з,2 + 3,5(1 -£г)1,ъ , (2)

в которой ё2 = o2/Ry, значение 1UW изменяется в пределах 2,01 < < 5,09, а принятая формула для аппроксимации коэффициента «к» оказалась наиболее простой и

Рис. 2. Расчетная схема сечения колонны с устойчивой стенкой.

удачной из формул, полученных и применяемых в работах Б.М.Броуде, Еврокоде № 3, СНиП 2.05.03-84 и СНиП 11-23-81*.

Поскольку пояса двутавровых сечений должны быть устойчивыми вплоть до предельной нагрузки на стержень в целом, с учетом анализа проведенных в этом направлении исследований было принято, что предельное значение условной гибкости Хиг свеса поясного листа не должно превышать 0,5 , что соответствует нормативным значениям при упругой работе сечения.

Для определения редуцированной высоты гибкой стенки Ьгсс| используется полученная в работе формула

р = ЪкА/Ъ = (1,22 - 0,22ХтД„)ХЦ1Д„, (3)

которая в отличие от сходной формулы, используемой в Еврокоде, обеспечивает строгий предельный переход от гибкой стенки к устойчивой. Значение в формуле (3) определяется по формуле (2), а - фактическое значение условной гибкости стенки.

Для проверки нормативных требований в части изгибно-крутильной формы потери устойчивости колонн с подобранными сечениями минимальной площади как с устойчивыми, так и с гибкими стенками используются рекомендации СНиП 11-23-81*, которые соответствуют упругой работе тонкостенного двутаврового стержня с двумя осями симметрии. Ограничения гибкостей колонны принимаются также в соответствии с требованиями СНиП 11-23-81* (А,х < 120 и Ху < 120).

Основываясь на принятых выше расчетных предпосылках и исходных данных и используя условия равновесия внешних и внутренних сил для наиболее напряженного сечения внецентренно-сжатого стержня разработаны методики, алгоритмы, программы и расчетные формулы для сечений колонн минимальной площади при их работе в пределах упругих деформаций с устойчивой и гибкой стенками при обязательном выполнении проверок предельных состояний как первой, так и второй групп.

Схема алгоритма расчета колонн рационального двутаврового сечения, работающих в пределах упругих деформаций (с, = 1 ), с устойчивой стенкой (рис. 2), сводится к решению уравнения с одним неизвестным вида

Ф (ё2) = 1 + Ё2 - 2ЩАКу) = 0 (4)

При решении этого уравнения исходными данными являются следующие величины: N. М, /, 11у, Е.

Последовательность вычислений при решении этого уравнения следующая:

1) принимается начальное значение ё2 в пределах

- 0,98 <е2< +0,98;

2) определяются предельные значения ^ „„ по формуле (2) и = 0,5;

3) по формуле К = 1,442 Ву \1Х„/(\-ёг), (5)

где В = \}МЛ/Е\ V = К = Ма = М + 0,Ш/2(1 - £2)/(у2Ьи,), (6)

находится высота стенки Ьи, из решения уравнения с одним неизвестным следующего вида:

Ф(Ь„) = К - 1,442V ]1(Хи„/Е)[М/(1-£2) + М21ШУ ] = 0 (7)

В формулах (4) - (7) - - изгибающий момент с учетом деформированной схемы стержня; N - продольная сила; М - расчетное значение изгибающего момента, определяемое согласно СНиПН-23-81 ;/-расчетная длина стержня;

4) вычисляются толщина стенки (и ), толщина и ширина пояса ^ и Ьг) и площадь сечения А;

5) решается уравнение (4) с требуемой точностью вычислений;

6) с учетом действующих сортаментов на листовой прокат для принятого значения Ку принимаются окончательные размеры сечения и выполняются все необходимые проверки в соответствии с рекомендациями нормативных документов.

Изложенную схему расчета можно использовать для определения класса прочности стали (11у), обеспечивающего "абсолютный" минимум площади сечения. С этой целью устанавливается численная зависимость между различными значениями Ку и площадью сечения А. В процессе расчета выполняется проверка устойчивости колонны из плоскости изгиба, а также вычисляются соответствующие значения гибкостей. При нарушении одного из этих нормативных рекомендаций процесс вычисления прекращается, а полу-

ченные при этом результаты устанавливают "абсолютный" минимум сечения и соответствующее значение Ry>0pt с учетом выполнения нормативных рекомендаций.

Приведенная схема алгоритма может быть использована и для расчета центрально-сжатых колонн. В этом случае значение случайного изгибающего момента в плоскости наименьшей жесткости с достаточной надежностью может быть принято равным M = N//500.

При компоновке общей конструктивной схемы здания в целом могут быть поставлены условия, при которых возникает необходимость ограничить высоту стенки колонны. В этом случае высота стеики должна иметь некоторое наперед заданное значение, меньше получаемого из условий минимизации площади сечения. Таким образом, ставится задача подобрать рациональное сечение колонны с ограниченной (заданной) высотой стенки hwu- Показано, что при компоновке такого сечения его размеры целесообразно определить по предельным значениям Лиw и Лиг, соответствующих схеме распределения напряжений для сечения с устойчивой стенкой, а зависимость для определения ё2 из условий равновесия для наиболее напряженного сечения получит вид

Ф(ё2) = N [-------р--0,1667 = 0, (8)

2(1 + ?,) 10v2/4J jyXO-St)

где tw = a Àuw определяется по формуле (2).

После определения величины е2 параметр щ = tfbf/(t4Vhwu) определяется по формуле cxf =--—— - 0,5. (9)

Для определения размеров сечения поясов используются зависимости

tf=tw • ; bf=hwu 'yjcif 1лт- (îo)

После определения размеров сечения колонны следует выполнить проверки предельных состоянии, а в случае необходимости скорректировать принятые размеры сечения.

При подборе двутаврового сечения колонны с гибкой стенкой в первую очередь необходимо выполнить расчет для сечения с устойчивой стенкой и установить

основные параметры сечения Л uw и hw. Затем, если имеется возможность увеличить высоту сечения h,v, целесообразно выполнить расчет сечения с гибкой стенкой, принимая значение Л*> > jj,,,,. Целесообразность такого расчета может быть оправдана только в случае, если новое сечение с гибкой стенкой окажется меньшей площади, чем сечение с устойчивой стенкой.

Общая схема алгоритма расчета колонн с сечениями 4-го класса (с гибкой стенкой, рис. 1) в принципиальной части не отличается от схемы алгоритма расчета колонн с сечениями 3-го класса (с устойчивой стенкой) и сводится к решению уравнения с одним неизвестным следующего вида:

Ф(е2) = 1 + Ё2 - 2N/(ARy) - 2np/(l + 2af) = 0. (11)

Продольная сила N и изгибающий момент определяются по формулам

N = ARy - (Ry - ст2) Af - 0,5(Ry - ст2) twhw - Np; "1

Мй = 0,5Аг^у-ст2)Ь„ + 0,0833^у-ст2)и112 -Мр ), (12)

где и Мр - доли внутренних усилий, определяемые частью стенки, выключенной из работы сечения, равны

Np = 0,5(ael + ae2)h12tw ; 1 (13)

Mp = 0,5(сте, + ae2)(0,5hH- hei - h01)h,2tw J .

При решении уравнения (11) в дополнение к ранее использованным исходным данным (N, М, /, Ry, Е) необходимо принять вычисленное значение Д uw, а также параметр Кр — %W/XUW > 1 или фактическое значение условной гибкости стенки J[w.

Последовательность вычислений при решении уравнения (11) следующая:

1) принимается начальное значение ё2 в пределах -0,98 < е2 < + 0,98 и определяется значение Л у, по формуле = ' Кр; (14)

где Xuw определяется по формуле (2) при упругой работе сечения;

2) определяется относительное значение редуцированной высоты стенки р по формуле (3) и вычисляются значения величин, определяющих редуцированное сечение;

3) определяется высота стенки hw из решения уравнения с одним неизвестным следующего вида:

3>(hw) = hw- 1,442v V(I„ / Eß)[M /(1 - s2) + W2 /(10hwv2)] =0; (15 )

и вычисляются размеры сечения;

4) решается уравнение (11) с требуемой точностью вычислений:

5) с учетом действующих стандартов на листовой прокат для принятого значения Ry принимаются окончательные размеры сечения и выполняются все необходимые проверки в соответствии с рекомендациями действующих нормативных документов.

Для решения системы нелинейных уравнений за основу был принят квазиНьютоновский метод с контролем на каждом шаге вычислений для обеспечения сходимости. Процесс вычислений шаговым методом производится до тех пор, пока не будут удовлетворены все указанные выше требования.

Во второй главе рассмотрены вопросы дальнейшего рационального использования в реставрируемых зданиях постройки конца XIX века и первой четверти XX века в качестве несущих конструкций междуэтажных перекрытий балок из старинного проката, а также вопросы изыскания резервов их несущей способности, совершенствования методов расчета и усиления. Сохранение старинного проката для дальнейшего использования в качестве несущих конструкций позволяет сократить сроки реконструкции зданий и сооружений, а также снизить инвестиционные вложения.

При широко проводимыми в настоящее время реконструкцией и капитальным ремонтом зданий, построенных в начале XX века, основным вопросом оценки несущей способности и деформативности сохраняемых стальных конструкций, в первую очередь балок междуэтажных перекрытий, является их соответствие с требованиями современных нормативных документов. Дело в том, что указанные балки в свое время проектировались согласно рекомендациям действовавшего тогда Урочного Положения, которые принципиально отличаются от современных методов расчета строительных конструкций по предельным состояниям.

Раздел, посвященный реставрации и реконструкции зданий и сооружений, в действующих нормах СНиП П-23-81 составлялся во время, когда еще не имелось достаточного опыта по восстановлению старинных зданий. Вместе с тем, проектирование стальных конструкций в зданиях старой постройки имеет ряд особенностей, которые должны учитываться при разработке проектов и выполнении работ по усилению.

Практически не рассмотрены вопросы действовавших в то время нагрузок, а также определения коэффициентов надежности по нагрузке для первой и второй групп пре-

дельных состояний, без чего нельзя выполнить расчеты по действующим в настоящее время нормам и оценить уровень надежности сохраняемых балок.

Старинный прокат в зданиях постройки конца XIX века и начала XX века в основном изготовлен из несвариваемой или плохо свариваемой стали, поэтому один из самых сложных вопросов при восстановлении конструкций начала века - это оценка возможности использования электросварки, поскольку она начала применяться при создании соединений в стальных конструкциях в мировой практике лишь в 20-х годах нашего столетия.

При реконструкции старых зданий часто возникает вопрос усиления существующих балок при действии на них части эксплуатационной нагрузки, которая в общем случае меньше ожидаемой расчетной для первой группы предельных состояний. В этом случае необходимо выполнить анализ изменения напряженного состояния балок с увеличением нагрузки до расчетной при различных схемах их усиления с установлением соответствующих предельных состояний. Этот вопрос требует особого анализа в каждом конкретном случае и исследования в этом направлении практически отсутствуют.

Вопросам технического освидетельствования, разработки приемов и методов восстановления и усиления стальных конструкций, оценки качества стали в них посвящено сравнительно много работ. Среди них следует отметить работы М.Н.Лащенко, Б.И.Беленя, В.В.Бирюлева, С.Д.Шафрая, К.К.Нежданова, Б.И.Десятова, И.Я.Донника, И.С.Реброва, Е.О.Патона, М.М.Сахновского, М.Р.Бельского, М.Я.Шепельского, A.B. Столбова, Р.Кизингера, W.Burcharda, H.Yonezawa, И.Л.Пименова, С.А.Островской, П.Д.Одесского, Б.Г.Шварцбурга, И.К.Родионова и других авторов. Вопросы усиления с учетом условий производства работ сохраняемых стальных конструкций также изложены в «Пособии по проектированию усиления стальных конструкций» (кСНиП 11-23-81*).

На основе анализа результатов многочисленных натурных обследований междуэтажных перекрытий в зданиях старой постройки, а также анализа нормативных документов начала века показано, что при проектировании междуэтажных перекрытий в зданиях старой постройки согласно Урочному Положению использовались два независимых подхода к назначению сечений балок: из расчета на изгиб по допускаемым напряжениям [а] = 6-10 кН/см2; по конструктивным соображениям с ограничением высоты сечения балок 1/30-1/35 пролета с выгибом в середине 1/200 пролета, а в ряде случаев, видимо экономического характера, высоты принимались 1/40 и даже 1/46 - 1/47 пролета. Предложено суммарную нагрузку 6 кН/м2 (в том числе временная 1,8 кН/м2), принимавшуюся согласно Урочному Положению для полов общественных, административных и жилых зданий, при расчетах по действующим нормам принять в качестве нормативной (qn), а коэффициенты надежности по нагрузке для первой группы предельных состояний принять равными yf = 1,25 как для постоянной, так и для временной нагрузок. Расчетное значение нагрузки для первой группы предельных состояний в этом случае будет равно qd| = 6,0 ' 1,25 = 7,5 кН/м2. Для второй группы предельных состояний расчетное значение нагрузки равно qjn = 4,2 + 0,7 = 4,9 кН/м2. Значения указанных нагрузок и их соотношение qdi/qdii = 1.53 могут быть использованы для предварительной оценки предельных состояний конструкций при отсутствии фактических данных о нагрузках или технических затруднениях определения их.

Проведено сопоставление методики расчета балок в начале века по допускаемым напряжениям с требованиями действующих норм с учетом фактических отношений высот балок к их пролету h// в обследованных зданиях старой постройки. Оказалось, что значения отношений h// равны h/l = 1/17 -И/24 при [с] = 7 кН/см2 и Ы! = 1/20-И/26 при

[а] = 10 кН/см2, а относительные прогибы таких балок находятся соответственно в пределах £И - 1/600 - 1/900 и £U = 1/400 - 1/600. Таким образом в связи с изменением норм с начала века обсуждаемые балки могут быть сохранены с возможным увеличением нагрузки в 1,6-1,9 раза при обеспечении их общей устойчивости, т.е. здесь имеется существенный резерв несущей способности старинных балок при реконструкции зданий.

В балках, высоты сечений которых были приняты на основе конструктивных ограничений Ы1 < 1/30 - 1/35, из результатов сопоставления с нормами значения напряжений в сечениях изменяются в пределах а = 13-25 кН/см2. Однако при hП = 1/45 - 1/47 условные напряжения (а = M/W) могут достигать весьма больших значений - до 50 кН/см2 и эти балки требуют усиления. Установлено, что при напряжениях порядка а < 13-16 кН/см2 «пониженные» балки с пролетами до 6 м в большинстве случаев могут быть сохранены без увеличения (или с уменьшением) нагрузки при обеспечении их общей устойчивости, однако в остальных случаях при а > 16-18 кН/см2 и пролетах более 6 м «пониженные» балки при их сохранении, как правило, нуждаются в усилении, которое целесообразно выполнять с минимальным проведением сварочных работ.

На основе анализа результатов многочисленных исследований качества старинного проката, примененного для несущих конструкций междуэтажных перекрытий зданий постройки конца XIX и первой четверти XX века, установлено, что с равной вероятностью встречается сталь, выплавленная тремя совершенно различными методами - пудлинговым, конверторным (бессемеровским или томасовским способом) или близким к современному мартеновским. Микроструктура пудлинговой стали состоит из смеси крупных ферритных зерен размерами ~ 60 мкм и крупных шлаковых включений. У конвертерных сталей размер зерен часто близок к современным сталям (20-35 мкм), но в отличие от последних имеют место очень крупные строчечные включения сульфидов и фосфидов. Микроструктура старой мартеновской стали мало отличается от современной.

Исследования химического состава старинных сталей показали, что для пудлинговых сталей характерно низкое содержание углерода (С < 0,015%), марганца (Мп < 0,035%), высокое содержание (до 0,1%)серы, фосфора и кальция. Химический состав старых конверторных сталей близок к современным кипящим сталям, однако содержание вредных примесей гораздо выше (С < 0,25%, Р < 0,1%, S < 0,08%). Химический состав старых мартеновских сталей близок к современному, в том числе по содержанию вредных примесей. Пудлинговая сталь надежно идентифицируется уже по данным металлографического анализа, конверторная - по данным металлографического и химического анализов, для мартеновской стали достаточно химического анализа. Предложено для идентификации старинных сталей металлографический анализ считать основным, а не вспомогательным, как предписывают действующие нормы.

Для механических характеристик старинных сталей характерен большой разброс: апц = 16,7...36,7 кгс/мм2; стт = 18,5...38,4 кгс/см2; ов = 30,8...62,7 кгс/мм2; 65 = 21...45%; Ч' = 30...73%. Исследования ударной вязкости показали, что пудлинговая и конверторная стали имеют достаточно высокую ударную вязкость, близкую к современным требованиям для кипящих малоуглеродистых сталей, а мартеновская сталь - близкую для лучших современных сталей (KCU+20 = 160 Дж/см2, KCU"20 > 30 Дж/см2).

По результатам статистической обработки данных испытаний различных партий образцов для определения нормативного значения предела текучести Ryn или временного сопротивления Run при проведении обследований оказалось невозможным использовать подход, рекомендованный в разделе 20 СНиП П-23-81 , поскольку он предполагает

нормальное распределение величин предела текучести или временного сопротивления в рассматриваемой совокупности. Фактически наблюдается сильная неоднородность интересующих величин, исключающая нормальный закон распределения. Например, при обследовании балок (всего около шестисот) в 6-ти этажном «Офисном доме» постройки начала века в г. Москве получили, что S/crT =0,17 (S- среднее квадратическое отклонение; а, - среднее арифметическое значение величин предела текучести по результатам испытаний), нормативный же подход можно использовать лишь в случае S/aT <0,1. Поэтому для определения нормативных значений Ryn и Run для случая старинных сталей предложен более эффективный подход, заключающийся в следующем. Значение нормативного сопротивления Ryn определяется по формуле

R»n = oTJI/Pn, (16)

1 Л

где атт= - Ц crTt— среднее арифметическое значение предела текучести испытан-л. ,

ных образцов; crTii. - экспериментальное значение от в каждом испытании; п - число испытанных образцов; - коэффициент надежности экспериментальных данных, определяемый при количестве образцов более 3-х по формуле

ЧКП = 1 + 1,33(от>пих - aT,min)/C„ aT,m (17)

где aTimax, CTTjI,m, - соответственно наибольшее и наименьшее значения ат, полученные из испытаний; Сп - коэффициент, зависящий от количества образцов и определяемый по табл. 1.

Таблица 1

п 3 4 5 6 7 8 9

Сп 1,91 2,23 2,48 2,66 2,82 2,95 3,06

При двух образцах необходимо в качестве Ryn принимать меньшее из двух полученных значений ах>т|П Наконец, при одном образце следует принимать значение коэффициента надежности экспериментальных данных Ч',, = 1,1.

После определения нормативного значения 11уп расчетное сопротивление Ry рекомендуется определять по формуле

Ку - Ку„ • ГЛ™ (18)

где уд = 0,85 - 0,95 - понижающий коэффициент, принимаемый в зависимости от коррозионного износа проката в конструкциях. Этот коэффициент рекомендуется вводить и при наличии иных дефектов и отклонений размеров сечения. Последние могут быть значительными в стальных конструкциях постройки 1870-1890 г.г;

ут _ коэффициент надежности по материалу. Для конверторной и мартеновской сталей, наиболее близких к стали ВСтЗкп, ут может быть принят в соответствии с требованиями норм равным ут = 1,2; для пудлинговой стали этот коэффициент рекомендуется увеличить до ут = 1,3.

Аналогично определяется расчетное сопротивление по временному сопротивлению.

Один из самых сложных вопросов при восстановлении конструкций начала века -это оценка возможности использования электросварки, поскольку последнюю при создании соединений в стальных строительных конструкциях в мировой практике начали применять лишь в 20-х годах нашего столетия. С этой целью исследовалась прочность стыковых соединений с X - образной разделкой, а также прочность крестообразных сварных образцов из пудлинговой стали балок старого ГУМа, а также соединения этого металла с современным прокатом. Сварку вели штучными электродами УОНИ 13/55

типа Э50. Независимо от вида образца и прочности наплавленного металла разрушение происходило при напряжениях, близких к величине предела текучести при полностью хрупком характере излома, на основании чего сделан вывод о недопустимости сварки пудлинговой стали. В случае конверторных сталей после оценки углеродного эквивалента Сэ сварку можно проводить лишь при применении определенных технологических мер; применение электродов с фтористокальциевым покрытием типа УОНИ 13/55; сохранение при сварке благоприятной формы шва; замедление остывания сварочной ванны путем предварительного подогрева и т.п. Для недопущения слоистых трещин, возможных здесь из-за наличия крупных строчечных включений, 100% тавровых соединений необходимо подвергать УЗК. Старая мартеновская сталь сваривается также хорошо, как и современная.

Работы по реконструкции зданий постройки конца XIX и начала XX веков, ряд из которых являются памятниками архитектуры, проводятся с сохранением исторического архитектурного облика, с минимальным нарушением целостности стен и перекрытий, изменением объемно-планировочного решения, а также с минимальным объемом огневых и сварочных работ. Поэтому в качестве основных видов усиления балок в старинных зданиях предложены: установка между ними дополнительных балок; уменьшение расчетной длины сжатого пояса путем его развязки; изменение расчетной схемы балки путем устройства дополнительных опор; в крайних случаях усиление путем увеличения сечения.

На основании исследования истории нагружения с учетом накапливаемых на каждом этапе работы напряжений и деформаций вплоть до наступления соответствующих предельных состояний разработана методика расчета балок перекрытий, усиливаемых за счет установки дополнительных балок между существующими балками. Как показали сравнительные расчеты, на основании полученных формул в результате анализа изменения напряженного состояния балок, можно подобрать рациональные сечения балок усиления. В целом при рациональном выборе и расчете элементов при данной схеме усиления возможно эффективно увеличить нагрузку на реконструируемое перекрытие в 1,5-1,6 раза.

Одним из эффективных способов усиления балок с целью повышения их несущей способности (до 2-х раз и более) является изменение их расчетной схемы за счет устройства дополнительных (одной или нескольких) опор. В результате исследования напряженного состояния балок при усилении их путем устройства дополнительных опор получены формулы, позволяющие достаточно просто выполнять практические расчеты по оценке предельных состояний усиливаемых балок при различных критериях (краевая текучесть, пластический шарнир, кинематический механизм разрушения) при расстояниях от дополнительных опор до концов балок в пределах 0 < к < 0,3/ при двух дополнительных опорах и 0,51 < к < 0,8/ при одной дополнительной опоре, а также при любом отношении начальной нагрузки к дополнительной до предельной При проведении исследований изменения напряженного состояния усиливаемых за счет устройства дополнительных опор балок было также получено подтверждение известного положения о том, что для систем из нелинейно-упругого материала предельная нагрузка, соответствующая образованию одного и того же механизма разрушения, не зависит от порядка образования пластических шарниров или истории нагружения системы. На основании сравнительного анализа предельных состояний усиливаемых за счет применения дополнительных опор балок междуэтажных перекрытий с равномерно распределенной нагрузкой получено, что рекомендации п. 5.22 СНиП П-23-81 по расчету неразрезных балок постоянного двутаврового сечения с учетом перераспределения опорных и про-

летных моментов могут быть распространены на неразрезные балки со смежными пролетами, отличающимися более чем на 20%.

Рассмотрен способ усиления и исследовано изменение напряженного состояния балок за счет применения упругой опоры (например, учет поддерживающего влияния перегородок), что в ряде случаев позволяет сохранить существующие балки для дальнейшего использования при действии фактической или увеличенной нагрузки. Получены формулы и предложена методика для определения максимальных усилий в сечениях балок при к > 0,5/ и различной жесткости упругой опоры. Поскольку наличие упругой опоры вносит некоторую неопределенность в схемы кинематического механизма разрушения балки с упругой опорой, предложено в практических расчетах реальных балок для конкретности ограничиться появлением только первого пластического шарнира в месте действия максимального изгибающего момента (в пролете или над упругой опорой).

В третьей главе рассмотрены вопросы, связанные с недопущением хрупких разрушений металлических конструкций при изготовлении из них и эксплуатации частей зданий и сооружений. Исследования в этом направлении велись Т.Екобори, Дж.Ф.Ноттом, Р.Вуллертом, Н.Н.Давиденковым, Ф.Харсемом, Х.Винтермарком, М.А.Тылкиным, В.И.Большаковым, П. Д.Одесским, Н.С.Стрелецким,

A.В.Сильвестровым, Л.А.Копельманом, В.А.Балдиным, Н.А.Махутовым,

B.В.Бирюлевым, Н.П.Мельниковым, И.М.Розенштейном, Г.А.Вомпе, С.И.Тишаевым, В.М.Барышевым, Г.Нейбером, Г.Н. Савиным, В.И.Труфяковым, Н.С.Столоффом, В.В.Ларионовым, В.М.Горпинченко, В.М.Горицким, С.Д.Шафраем, А.Р.Даффи и другими авторами. В СНиП П-23-81 обеспечение достаточно высокого сопротивления хрупким разрушениям достигается системой соответствующего назначения сталей в конструкциях, а также расчетом элементов на прочность с учетом хрупкого разрушения. Здесь резервы несущей способности конструкций можно получить на основе существенного развития за последние 20 лет представлений о переходе из вязкого состояния в хрупкое и об основных факторах, способствующих этому переходу.

Дано определение термина «хрупкое разрушение», которое в инженерном смысле можно характеризовать двумя следующими признаками. Во-первых, такое разрушение происходит при номинальных растягивающих напряжения а ^меньших, чем расчетное сопротивление по пределу текучести (а"р< ГЦ). Во-вторых, хрупкое разрушение реализуется в форме сомопроизвольного развития трещины, то есть хрупкая трещина растет под действием запаса упругой энергии, накопленной конструкцией. Хрупкие изломы образуются под действием нормальных напряжений по механизму скола и называются кристаллическими, поскольку состоят из блестящих фасеток-участков макроскола.

Из анализа температурных зависимостей результатов испытаний на одноосное растяжение гладких образцов и элементов показано, что закономерность перехода стальных конструкций из вязкого состояния в хрупкое характеризуется немонотонным изменением разрушающей нагрузки (рис. 3). Предложено область перехода из вязкого состояния (область А) в хрупкое (область Б) делить на два участка - собственно квазихрупкого разрушения (область С), где номинальная разрушающая нагрузка Р'» Рт (Рт - нагрузка, соответствующая пределу текучести), количество волокна в изломе В = 0% (рис. 3,в) и разрушения после деформационного упрочнения в условиях стеснения развития пластических деформаций (область В), здесь Р£> Рт> а 0% < В < 50%. Граница между областями В и С определена как температура нулевой пластичности Т„п, пластические деформации при которой в зависимости от типа концентратора могут колебаться

а) нагрузка (Рр - разрушающая нагрузка; Рт - нагрузка, соответствующая пределу текучести в сечении - нетто); б) содержание волокна в изломе (В); в) относительное сужение у дна надреза (у); г) работа разрушения (А).

I - хрупкое разрушение; II, III - квазихрупкое разрушение; IV - разрушение после деформационного упрочнения при В = 50%; V - вязкое разрушение.

в пределах = 1-7%. Критическая температура, разграничивающая области А и В, обозначается как Т]кр (первая критическая температура). Выше этой температуры хрупкое разрушение исключено. Обычно Т|кр определяется по виду излома по критерию В > 50% (рис. 3,5), а иногда по деформационному критерию Ч' > 10% (рис. 3,6). Область С от области О (хрупкое разрушение) отделяется температурой, которая обозначается как вторая критическая Т2кр. Согласно определению хрупкого разрушения эта точка при понижении температуры испытаний определяется из условия Рр < Рт (рис. 3,а). Указано, что ниже Т„„ конструкции эксплуатировать не следует из-за возможности перехода в хрупкое состояние.

Показано, что все многочисленные факторы перехода конструкций из вязкого состояния в хрупкое можно свести к пяти основным «сильным» факторам, впервые сформулированным Н.С.Стрелецким: 1) низкая температура; 2) масштабный фактор; 3) динамический характер нагружения; 4) высокая концентрация напряжений; 5) неблагоприятная структура металла. Хрупкое разрушение развивается лишь при действии растягивающих напряжений, роль перечисленных факторов сводится к стеснению развития пластических деформаций и снятию энергетического барьера пластичности. Действие отдельных сильных факторов охрупчивания примерно равнозначно.

Выдвинута гипотеза, что хрупкое разрушение реализуется при одновременном действии как минимум четырех основных факторов «охрупчивания». Действие трех основных факторов «охрупчивания» не приводит к хрупкому разрушению. В этом случае допустимая температура эксплуатации лежит около Тнп Т„„) и сама конструкция может быть изготовлена из малоуглеродистой стали.

В доказательство этой гипотезы рассмотрено действие на переход из вязкого состояния в хрупкое основных факторов охрупчивания в отдельности и их комбинаций. Исследования влияния отрицательной температуры на склонность сталей к хрупкому разрушению велись при испытаниях цилиндрических пятикратных образцов на одноосное растяжение основных строительных сталей с пределом текучести 230...700 Н/мм2. Получено, что даже при криогенных температурах вплоть до -196°С (температура жидкого азота) строительные стали не переходят в хрупкое состояние, но лишь достигают температуры нулевой пластичности. При климатических температурах рассматриваемые стали вообще находятся в вязком состоянии. При добавлении к фактору отрицательной температуры второго основного фактора, например, концентратора напряжений в виде острого надреза в цилиндрических образцах из стали 10Г2С1 (диаметр брутто 9 мм, диаметр нетто в месте надреза 6 мм) получено, что не только в диапазоне климатических температур, но и при минус 196°С металл не переходит в хрупкое состояние, в частности разрушающее напряжение при минус 196°С надрезанного образца выше предела текучести, определенного на гладком образце. Также установлено, что при испытаниях на одноосное растяжение относительное удлинение 5С> сосредоточенное в шейке образца, является наиболее представительной характеристикой пластичности для анализа зависимости механических свойств от температуры.

При исследовании влияния масштабного фактора показано, что толщина проката существенно влияет на хладостойкость стали. Например, при испытаниях образцов из стали СтЗсп на ударный изгиб при толщине 10 мм критерий ударной вязкости Т" равен Т"= -20°С, при толщинах от 9 до 6 мм - Т?= -40°С, 4-3 мм - Т?9- -70°С. При этом температура Т|кр, определяемая по критерию В > 50%, при толщине образцов 10 мм равна 0°С, а при толщине 3 мм Т|кр = -60°С. Происходит это из-за снижения степени стеснения развития пластических деформаций при понижении толщины по причине

уменьшения объемности напряженного состояния и перехода к плосконапряженному состоянию металла у вершины надреза. Приведены данные обследований элементов стальных конструкций, относящихся к 1-ой и 2-ой группам ответственности и выполненных из кипящей стали в малых толщинах, надежно эксплуатирующихся длительное время (более 30-ти лет).

В случае применения в конструкциях проката больших толщин сопротивление хрупким разрушениям может снижаться существенно. Так при испытаниях на внецен-тренное растяжение образцов натурных толщин из термически улучшенной стали 15Х2МФА с концентратором в виде усталостной трещины были получены следующие результаты для второй критической температуры Т2кр: для толщины 25 мм - Т2кр = -120°С; для 50 мм - минус 100°С; для 100 мм - минус 50°С; для 150 мм - минус 10°С, поэтому для толстолистовой стали следует увеличивать ее хладостойкость.

При оценке влияния скорости приложения нагрузки на ударную вязкость оказалось, что при испытаниях на специальном ротационном копре даже при нормальных температурах увеличение скорости удара (от 5 до 15 м/сек) приводит к переходу стали СтЗ с крупнозернистой структурой из вязкого состояния в хрупкое из-за увеличения степени стеснения развития пластических деформаций. При аналогичных испытаниях на образцах из мелкозернистой хладостойкой стали увеличение скорости удара до 20 м/сек не выводит материал из вязкого состояния, т.е. три одновременно действующих фактора охрупчивания при исключении фактора структуры еще не приводят к хрупкому разрушению.

При оценке влияния концентрации напряжений на переход из вязкого состояния в хрупкое при испытаниях на ударный изгиб образцов с отношением (10 - Ь)/г = 5...32 (10 мм - высота сечения образца; Ь - глубина надреза, мм; г - радиус у дна надреза, мм) получено, что с увеличением коэффициента концентрации величины всех измеряемых характеристик (КСи и КСУ, Дж/см2; В и %) снижаются, а переход из вязкого состояния к хрупкому перемещается в сторону положительных температур. «Охрупчи-вающее» действие концентратора напряжений связано с повышением степени стеснения развития пластических деформаций, и тем в большей степени, чем «острее» концентратор напряжений (выше отношение глубины надреза к его радиусу у дна). Характерные конструктивные формы металлургических конструкций имеют коэффициент концентрации аа = 2,0...3,8. Проводилась оценка влияния факторов охрупчивания, имеющих место в сварных соединениях по данным испытаний на статический изгиб в интервале климатических температур натурных образцов типа Кинцеля с наплавкой и без наплавки из малоуглеродистой стали СтЗсп с нормальной величиной зерна 30 мкм. В образцах с наплавкой надрез пересекает все характерные участки сварного соединения - основной металл, зону термического влияния, металл шва. При испытаниях этих образцов на металл действуют следующие основные факторы помимо острого надреза: отрицательная температура; в образцах с наплавкой - неблагоприятное воздействие на структуру и механические свойства теплового цикла сварки, а также масштабный фактор, проявляющийся не только в действии больших натурных толщин (1 = 20 мм), но и остаточных растягивающих сварочных напряжений. Оказалось, что в толщинах 20 мм сварка существенно охрупчивает сталь - критическая температура сдвигается на 40°С в сторону положительных температур. С уменьшением толщины проката влияние сварки понижается из-за устранения действия масштабного фактора - снижаются объемность напряженного состояния и остаточные растягивающие напряжения. При уменьшении толщины с 20 мм до 7 мм влияние сварки полностью устраняется, а само сварное соединение становится хладостойким (Тнп = -60°С). Этот результат подтверждает возможность исполь-

зования обычных малоуглеродистых сталей в малых толщинах в качестве материала повышенной хладостойкости.

Изменение основных параметров микроструктуры сильно влияет на хладостой-кость стали. Измельчение зерна резко повышает хладостойкость. Например, для случая стали СтЗсп измельчение зерна от 60 мкм (крупное зерно) до 12 мкм (мелкое зерно) сдвигает критическую температуру Т^9 в область низких температур ~ на 50°С. В случае одного и того же размера зерна менее раскисленные стали более хладноломки, чем полностью раскисленные, так у сталей СтЗсп Т29 лежит на ~ 20° ниже, чем у стали марки СтЗпс. Измельчая зерно, хорошо раскисляя углеродистую сталь и легируя ее малыми добавками никеля или марганца можно существенно улучшить хладостойкость малоуглеродистой стали.

Неблагоприятное воздействие на микроструктуру на современном этапе развития металлических конструкций могут оказать технологические процессы, ускоряющие изготовление деталей, но одновременно травмирующие металл за счет формирования в нем нерациональной структуры. Это в первую очередь процессы холодного деформирования, особенно с высокой скоростью - штамповка (пробивка, проколка) отверстий вместо сверления, гильотинная резка и т.п. Неблагоприятная структура стали, возникающая вследствие изготовления проката или конструкции из него, является одним из сильных факторов охрупчивания и, став четвертым, пятым из действующих, буквально детерминировано приводит к хрупкому разрушению. На основе анализа данных испытаний серий образцов из стали С345 толщиной 25 мм на ударный изгиб, усовершенствованных с использованием идеи Шнадта, в которых концентратором напряжения служила поверхность колотого или сверленого отверстия под болт диаметром 20-30 мм, показано, что горячее цинкование ухудшает действие наклепа, а полигонизационный отжиг резко повышает хладостойкость, создавая оптимальную структуру в металле. Охрупчи-вающее действие проколки связано в первую очередь с образованием вокруг отверстий твердого наклепанного слоя (в данном случае ~ 300 НУ) с низкой пластичностью. Такой слой стесняет развитие пластических деформаций и способствует разрушению. Освоение технологии полигонизационного отжига после прокалывания изделий позволит повысить толщину и хладостойкость проката за счет улучшения микроструктуры.

Приведенные выше результаты служат убедительным доказательством высказанной гипотезы о реализации в случае хрупких разрушений минимум четырех сильных факторов охрупчивания одновременно.

В главе также обсуждаются основные методики оценки сопротивления проката хрупким разрушениям: испытания на ударный изгиб и методы механики разрушения. На основе анализа опыта применения этих методов отмечено, что для испытаний на ударный изгиб образцы с V - образным надрезом, принятые в мировой практике, лучше соответствуют результатам испытаний натурных крупных образцов, а также условиям работы материала в сварных соединениях и точнее дифференцируют строительные стали, чем принятые в нашей стране образцы с и - образным надрезом. Образцы с усталостной трещиной, а в ряде случаев с боковыми острыми пазами полезны при рассмотрении полной картины перехода современных сталей с большой ударной вязкостью в хрупкое состояние в интервале климатических температур, а в ряде случаев для установления возможности такого перехода. Наиболее рациональная область применения испытаний методами механики разрушения в строительных сталях - исследования проката из новых сталей высокой прочности в достаточно больших толщинах.

При сварке стальных конструкций, как указывалось выше, одновременно действуют наиболее неблагоприятные факторы охрупчивания, среди которых острые концентраторы напряжений в виде различных трещин: кристаллизационных (горячих), холодных и слоистых. На основании анализа многочисленных исследований в главе обосновывается для оценки сопротивления хрупким разрушениям применение испытаний крупных образцов, в которых действуют более 3-х сильных факторов охрупчивания по методу Кинцеля. Они вполне представительно оценивают температуру нулевой пластичности и реально описывают работу материала в крупных сварных элементах. На основании анализа методик оценки сопротивления хрупким разрушениям проката и сварных соединений в главе сделан вывод о том, что в случае исследований малоуглеродистых сталей обычной прочности достаточно полные представления о хладостойкости проката можно получить, испытывая материал на ударный изгиб на двух типах образцов си и V - образным надрезом, о свариваемости этих сталей можно судить, оценивая сопротивление горячим трещинам. Для сталей повышенной и особенно высокой прочности с ат > 390 Н/мм2, всегда имеющим дисперсную структуру, эти испытания необходимо дополнить оценками, полученными на образцах больших толщин методами механики разрушения, а также оценить хрупкую прочность сварных соединений и сопротивление холодным и слоистым трещинам испытаниями образцов по методу Кинцеля.

В главе 4 экспериментальными исследованиями натурных узлов опор ВЛ и ОРУ, а также натурных балок двутаврового составного сечения обосновывается возможность рационального использования в конструкциях для районов с температурой эксплуатации ниже минус 40°С малоуглеродистых сталей при варьировании основных факторов охрупчивания и применения специальных конструктивно-технологических мероприятий с целью обеспечения их несущей способности и требуемой хладостойкости.

В системе разработки хладостойких конструкций весьма представительны результаты, полученные при исследовании натурных узлов и конструкций.

Подобный подход оказался необходим при создании конструкций ЛЭП для эксплуатации в районах Западной Сибири и несущих балок двутаврового сечения в сооружениях обустройства нефтяных месторождений из малоуглеродистых сталей, эксплуатирующихся в Северных районах при температурах ниже минус 40°С, т.е. ниже температур эксплуатации, предписанных действующими нормами.

В практике проектирования конструкций ВЛ часто встречаются случаи, когда два сходящихся в узле раскоса крепятся к поясу отдельно расположенными болтами. В этом случае в растянутом поясе у пера в месте прикрепления растянутого раскоса возникают значительные растягивающие напряжения, вызываемые давлением болта на перемычку между кромкой отверстия и краем пера поясного уголка и способные повлиять на несущую способность пояса. По действующим нормам прочность растянутых поясных уголков опор ЛЭП в данном узле проверяется без учета растягивающих напряжений у обреза элемента.

Возникающее двухосное растяжение особенно отрицательно может сказаться на несущей способности растянутого пояса при низких температурах, когда оно дополняет действующие при этом сильные факторы охрупчивания: отрицательную температуру и концентраторы напряжений в виде болтовых отверстий. Для оценки этого влияния и возможности использования малоуглеродистых сталей с мелкозернистой структурой были проведены на специальной установке испытания двух серий крестообразных образцов общим количеством 34 образца при положительной и отрицательной температурах с расстояниями от края поясного уголка (обреза) до центра болтового отверстия 2,0<1, 1,5с1, 1,35<1 и 1,2(1 (<1 - диаметр отверстия). Для испытаний при положительной

температуре были сконструированы образцы в количестве 20 штук, сечения уголковых элементов в них не отличались от элементов конструкций реальных опор BJI (пояса -L 90 х 6 мм из стали ВСтЗсп, раскосы - L 80 х 7 мм из стали ВСтЗсп). Для соединения уголковых элементов использовались болты М20, отверстия под болты сверлились с зазором 1,5 мм. Определение усилий в уголках, имитирующих пояса и раскосы, осуществлялось при помощи тензометров Гугенбергера путем сопоставления диаграмм «нагрузка-показания тензометра» при одноосном и двухосном нагружениях. Предельная нагрузка по смятию определялась по диаграммам деформирования «нагрузка-деформация смятия» по началу резко неупругого нарастания деформаций смятия отверстий. По результатам испытаний при положительной температуре (+18°С) получено, что расчетная величина усилия смятия при одноосном нагружении, определенная по СНиП 11-23-81*, ниже предельной экспериментальной величины усилия смятия при а = 1,35 d и а = 2,0 d в 1,43 раза, при а = 1,5 d в 1,57 раза. Предельная экспериментальная величина усилия смятия при двухосном нагружении выше, чем при одноосном нагружении при а = 1,5 d в 1,15 раза, при а = 2 d в 1,22 раза, а при а = 1,35 d они практически равны. Для испытаний при низких температурах из-за возможностей экспериментального оборудования и габаритов холодильной камеры крестообразные образцы были выполнены из пластин (пояса -150 х 12 мм, раскосы -100 х 10 мм). Охлаждение образцов осуществлялось с помощью жидкого азота, а измерение температуры с помощью 2-х термопар на основе сплава «хромель-алюмель», температура испытаний была принята равной t = -90°С. Разрушение крестообразных образцов при двухосном нагружении при «а» равном 2,0 d, 1,5 d и 1,35 d происходило с образованием макрохрупкого излома по ослабленному болтовыми отверстиями сечению поясной пластины, при а = 1,2 d первоначально хрупко разрушались перемычки между болтом и краем болта (выкол). По результатам испытаний при t = -90°С получено, что величина общей предельной нагрузки для крестообразных образцов при уменьшении расстояния «а» с 2 d до 1,5 d, 1,35 d и 1,2 d уменьшалась соответственно на 2,2%, 6,1% и 15,5%. Напряжения а„ в сечении «нетто» поясной пластины в момент разрушения при а = 2,0; 1,5; 1,35; и 1,2 d составили соответственно значения (0,9; 0,88; 0,86; 0,78) ст„ (фактического значения временного сопротивления). При расстоянии «а» равном 2,0 d, 1,5 d и 1,35 d значения фактических напряжений смятия асм в момент разрушения соответственно на 32%, 25% и 17% превысили значение расчетного сопротивления одноболтового отверстия по смятию RBp,ia при а = 1,2 d оказались равны расчетному сопротивлению смятия. Снижение величины нагрузки по смятию, которую выдержала перемычка между болтом и краем пластины, при уменьшении «а» с 2,0 d до 1,2 d составило 22%. Снижение величины разрушающей нагрузки поясной пластины по сечению «нетто» при уменьшении «а» с 2,0 d до 1,2 d составило 15%. Величина разрушающей нагрузки для а = 1,5 d при температуре испытаний t = -90°С оказалась выше в 1,7 раза, чем при t = +18°С. Сравнение результатов обмеров образцов, испытанных при t = -90°С и t = +18°С, показало, что и при температуре испытаний -90°С материал образцов обладает достаточно хорошими пластическими свойствами. На основании полученных результатов испытаний установлено, что при уменьшении расстояния «а» с 2,0 d до 1,35 d разрушение происходит в области "В" (после общего течения в сечении - нетто и последующего деформационного упрочнения), при а = 1,2 d разрушение происходит в области Тнп (сгп/ат = 1,08), что для рассматриваемой конструкции нежелательно. Установлено, что при наличии растягивающего в поясном уголке усилия, направленного поперек его продольной оси, расстояние от центра болтового отверстия до края уголка следует принимать не менее 1,35 d (d - диаметр отверстия), в противном случае условия разрушения будут находится в области Тнп. Показано, что расчет на

прочность растянутых поясных уголков опор ЛЭП в месте прикрепления растянутых раскосов на отдельных болтах можно производить без учета влияния дополнительных растягивающих напряжений от болта, прикрепляющего растянутый раскос. Показано, что конструкция из проката малоуглеродистых сталей небольших толщин (отсутствие масштабного фактора) может успешно эксплуатироваться при низких температурах даже при наличии двухосного растяжения и концентраторов в виде отверстий, т.е. здесь имеется не более трех сильных факторов охрупчивания и резервы несущей способности в конструкции из малоуглеродистых сталей при эксплуатации ниже минус 40°С образовались именно вследствие ограничений суммы сильных факторов охрупчивания.

В главе также путем проведения натурных испытаний исследована возможность использования проката малоуглеродистых сталей для изготовления и эксплуатации при низких температурах (до минус 50°С) в сооружениях эстакад для обустройства нефтяных месторождений сварных двутавровых балок. Выбор сплошностенчатой балки в качестве основной конструктивной формы опоры в эстакадах, а не решетчатой конструкции, был основан на том, что первая конструктивная форма более хладостойка. Поскольку в балках одним из очагов зарождения хрупких разрушений по результатам обследований являются места установки опорных и промежуточных ребер жесткости, точнее узлы сопряжений ребер с растянутой частью стенки и нижним поясом, для получения конструктивной формы с повышенной хладостойкостью были применены односторонние поперечные ребра, односторонние сварные швы и принцип рассредоточения мест окончания сварных швов («деконцентрация напряжений) при приварке промежуточных ребер, отсутствие приварки промежуточных ребер к стенке в растянутой зоне, применение опорных ребер, передающих нагрузку через плотно пригнанные к нижнему поясу торцы.

Для экспериментальной проверки хладостойкости принятого конструктивного решения и разработанных конструктивно-технологических мероприятий по прикреплению ребер жесткости были проведены низкотемпературные испытания балок на изгиб. В заводских условиях были изготовлены соответствующие реальным балочным конструкциям в постаментах для сепарации нефти на нефтепромыслах Западной Сибири сварные балки пролетом / = 5,5 м двутаврового поперечного сечения (рис. 4,а) из кондиционной стали С255 (ВСтЗсп5), чтобы исключить фактор неблагоприятной структуры. Исследуемая балка в реальных условиях служит для восприятия значительных сосредоточенных сил от горизонтально установленных цилиндрических резервуаров с нефтью и работает на поперечный изгиб в условиях повторно-статического нагружения (периодических циклов «наполнение - освобождение» резервуаров) и прямого воздействия низких температур.

В первой балке приварка опорных рёбер осуществлялась к верхнему поясу, к нижнему поясу рёбра плотно пригонялись. К стенке опорные рёбра приваривались с разносом мест окончания сварных швов. Промежуточные рёбра приваривались и к верхнему, и к нижнему поясам, а к стенке с разносом мест окончания сварных швов (рис. 4.6,в). Приварка опорных рёбер в двух других балках осуществлялась сходным образом (рис. 4.6). Промежуточные рёбра приваривались к верхнему поясу, к нижнему плотно пригонялись, а к стенке приваривались только в сжатой зоне, причём здесь также использовался принцип рассредоточения сварных швов (рис. 4.г).

Рис. 4. а) Экспериментальная балка Бс 1;

б) Опорный узел Бс 1, Бс 2, Бс 3;

в) Прикрепление промежуточных ребер жесткости в Бс 1;

г) Прикрепление промежуточных ребер жесткости в Бс 2, Бс 3;

д) Экспериментальные зависимости "нагрузка - прогиб" для балок Бс 1, Бс 2 , Бс 3.

Сосредоточенная нагрузка прикладывалась в середине пролёта над ребром жёсткости. Балки закреплялись от потери общей устойчивости специальными приспособлениями. Испытания проводили в диапазоне температур от +18°С до -120°С. Величины расчётных нагрузок по прочности и устойчивости составили соответственно 520 и 493 кН. При разработке программы испытаний балок были предусмотрены два варианта реализации динамической нагрузки, которые могут иметь место как при монтаже, так и в процессе эксплуатации. Один способ состоял в том, что на высоте 0,5 м с двух сторон подвешивались на стальных нитях грузы весом 392 Н и после нагружения балки сосредоточенной нагрузкой до 392 кН, нити одновременно обрывались и грузы ударяли по растянутому поясу. По другому способу после нагружения до 392 кН имитировался «гидравлический удар» за счет подачи со специального гидроаккумулятора в домкрат избыточного давления, обеспечивающего дополнительное нагружение силой от 98 до 196 кН в течение долей секунды, что соответствовало динамическому характеру нагружения.

Первая балка, в том числе при условиях динамических и повторных статических нагрузок при -85°С, исчерпала несущую способность в результате развития больших пластических деформаций поясов и стенки при нагрузке Р] = 1,18 Рт (рис.4.д). Вторая балка при минус 120°С также исчерпала несущую способность в результате развития больших пластических деформаций поясов и стенки при нагрузке Р] = 1,09РХ (рис. 4.д). При осмотре испытанных балок обнаружено наличие остаточного прогиба и характерной для потери общей устойчивости балок депланации верхнего пояса. Далее исследовалось влияние на хладостойкость рассматриваемых балок наличия острого концентратора. Для этого в середине пролёта на нижнем растянутом поясе создавался острый надрез пропилом. Далее из вершины надреза выращивалась усталостная трещина по режиму 7000 циклов при р = а|11|П/атах = 0,5 при ст,тх = 200 Н/мм2. Полученный острый надрез - дефект суммарной длины 22 мм заваривался. В этом случае наблюдалось хрупкое разрушение балки (Р| = 0,73 Рт) при температуре -85°С, близкой к климатическим (рис. 4.д). При анализе хрупкого излома был обнаружен непровар дефекта общей площадью около 2,5 см2. Данный эксперимент в том числе имитировал работу конструкции с большим трещиноподобным дефектом, устраняемым заваркой. Проведённый эксперимент подтверждает, что если к трём сильным факторам охрупчивания (в данном случае низкая температура, достаточно большая толщина, динамический характер нагрузки при проведённой деконцентрации напряжений) добавляется четвёртый (достаточно острый концентратор напряжения в растянутом поясе), конструкция разрушается хрупко в климатическом интервале температур при нагрузке меньшей расчетной. Данные этого эксперимента лишний раз доказывают справедливость сформулированной в главе 3 гипотезы о достаточности одновременного действия четырех сильных факторов охрупчивания для реализации детерминированного хрупкого разрушения. В то же время устранение четвертого фактора путем улучшения конструктивной формы может обеспечить высокое сопротивление хрупким разрушениям в интервале климатических температур даже при использовании в конструкции обычной малоуглеродистой стали.

Таким образом, результаты проведённых испытаний позволили заключить, что направленные на деконцентрацию напряжений предложенные конструктивные решения по прикреплению вертикальных рёбер жёсткости: рассосредоточение мест обрыва сварных швов, удаление их из растянутой зоны балки - обеспечивают повышенную хладостойкость конструкции в целом, не снижают её несущей способности и, кроме того, обеспечивают экономию трудозатрат и сварочных материалов. Полученные результаты

показывают возможность расширения области применения малоуглеродистых сталей для строительных металлических конструкций северного исполнения по сравнению с действующими нормами, в чем в данном случае нашел реализацию принцип повышения эффективности конструкций при рациональном использовании малоуглеродистых сталей.

На основе анализа аварий, связанных с хрупким разрушением стальных конструкций, показаны пути борьбы с хрупкими разрушениями.

Основными причинами возникновения хрупких разрушений являются низкие температуры эксплуатации, высокие скорости нагружения, большие сечения, недостаточная хладостойкость стали, неблагоприятная микроструктура, конструктивная концентрация напряжений, дефекты сварки и сварочные напряжения.

По данным ПСК и А.В.Сильвестрова для строительных конструкций 32% отказов связано с непроварами в стыковых швах, из-за конструктивных концентраторов - 30%, давленые отверстия и гильотинная резка (неблагоприятная микроструктура наклёпа) -15%, стыковые швы, перекрытые накладками - 10%, трещины в зоне термического влияния сварки - 12%. От общего количества хрупких разрушений на решётчатые фермы приходится 48%, на листовые конструкции - 34%, на балки - 18%. Поэтому, в частности, при выборе основной формы для хладостойких конструкций мы остановились на балке.

Статистика разрушений сварных строительных конструкций показывает, что 60% аварий происходит в первые два месяца эксплуатации, 70-75% - за первый год, 98% - за первые шесть лет, а далее частоты отказов остается на низком уровне, но не затухает. Приведенный факт свидетельствует о том, что подрост трещины как причины хрупких разрушений имеет место достаточно редко. Нагрузка при хрупких разрушениях сварных конструкций чаще всего значительно ниже расчетной, поэтому снижение уровня расчетных напряжений, особенно связанное с увеличением толщин сечений, неэффективно. Как было показано в главе 3, хрупкое разрушение стальной сварной конструкции может проявиться только в результате неблагоприятного состояния нескольких «сильных» факторов, подобных факторов должно быть не менее четырех. Именно редкостью таких сочетаний можно объяснить редкость хрупких разрушений. Поэтому основными путями борьбы с хрупкими разрушениями стальных конструкций являются изучение природы отдельных факторов «охрупчивания» и устранение этих факторов и их комбинаций на стадии изготовления проката, проектирования, изготовления и эксплуатации конструкций.

В пятой главе проведены исследования, имеющие целью решение вопроса рационального применения сталей в строительных металлических конструкциях. Разработаны научные основы нормирования малоуглеродистых сталей при проектировании металлических конструкций с учетом современных возможностей металлургической промышленности и необходимости гармонизации отечественных и зарубежных норм. Выполнен анализ возможности получения малоуглеродистых сталей с высокой хладостой-костью, например, с гарантиями по ударной вязкости КС1Г40 или КСУ20, при этом учитывались исследования эксплуатационных свойств сталей повышенной прочности с минимальным содержанием марганца, а также исследования возможности применения в уникальных строительных конструкциях новых сталей высокой прочности с стт > 390 Н/мм2.

Основаниями для разработки нового подхода к рациональному выбору марок сталей для металлических конструкций на настоящем этапе явились следующие факторы. Действующие нормы проектирования и изготовления стальных конструкций и, соответ-

ственно, подходы к назначению сталей в сооружениях были разработаны в восьмидесятых годах при иных экономических условиях и фактически не соответствуют сегодняшней практике строительства. Стали, применение которых в конструкциях регламентируется СНиП 11-23-81*, практически поставляются по ГОСТ 27772-88 и по существу являются марганцовистыми. Однако марганец в границах РФ является остродефицитным элементом, потребности в нем удовлетворяются менее, чем на 10%, к тому же соответствующий прокат по ГОСТ 27772-88 выпускается далеко не всеми заводами и комбинатами РФ и в ограниченных объемах. Отсюда невозможность выполнения требований норм и необходимость использования сталей, альтернативных указанным в нормах. За последние 10 лет произошла интеграция отечественной строительной индустрии в мировую экономику, в связи с чем на стройках появился прокат зарубежного, чаще всего европейского производства, поставленный по зарубежным нормам, часто не совпадающим с отечественными. Например, в действующей отечественной нормативной литературе не содержится малоуглеродистых сталей с высокой хладостойкостью, как, например, глубоко раскисленные нормализованные стали, относительно давно поставляемые в Германии по DIN 17100 с гарантиями KCV"20' В действующей системе ГОСТ 380-94, ГОСТ 535-88 и ГОСТ 14671-89 отсутствуют малоуглеродистые стали с гарантиями, эквивалентными стали С245 по ГОСТ 27772-88, также появились гарантии по ударной вязкости на образцах с острыми надрезами (KCV+20 > 34 Дж/см2). В последние годы стали высокой прочности с ат > 390...590 Н/мм2 используются редко. В определенной степени эти тенденции связаны с тем, что регламентированные СНиП П-23-81* стали С390, С440 и С590 оказались в ряде случаев недостаточно надежными при воздействиях, имеющих место при изготовлении и эксплуатации конструкций. Поэтому возникла необходимость новых подходов при создании этих материалов.

Из анализа последних достижений в отечественной металлургии и объемов выхода и применения годного проката малоуглеродистых сталей с обычной хладостойкостью (С235, С245, С255, С275 и С285 по ГОСТ 27772-88) установлено, что кипящая сталь и даже полуспокойная не производятся при доминирующей в современной металлургии непрерывной разливке слябов из-за большой в этом случае дефектности поверхности отливок. Поскольку за рубежом строительная сталь производится исключительно методом непрерывной разливки, а в нашей стране объемы металла, выпускаемые этим методом, также постоянно возрастают, кипящая сталь в строительстве (и даже полуспокойная) становится материалом прошлого, против чего потребители, естественно, не возражают. Кроме того, отечественная кипящая сталь более хрупка, чем аналогичная сталь зарубежного производства из-за повышенного нормируемого содержания азота (до 0,012%). Это обстоятельство по результатам обследований послужило причиной ряда разрушений конструкций из кипящей стали, в том числе и при транспортировке. Второе направление здесь в случае отливки сталей в слитки, сохраняющейся еще на некоторых отечественных крупных комбинатах - создание материалов со свойствами спокойной стали, а с усадочной раковиной как у полуспокойной. В настоящее время, например, в условиях Нижнетагильского металлургического комбината, выпускается малоуглеродистая сталь, микролегированная ванадием и азотом, с содержанием кремния, как у кипящей стали, со свойствами спокойной стали и со структурой слитка, как у полуспокойной. То есть такая сталь выгодна как металлургам ( повышенный выход годного проката), так и потребителям (прокат имеет высокое качество).

В период создания современной полуспокойной стали считалось, что проба на ударный изгиб после деформационного старения существенно жестче, чем проба на ударный изгиб при -20°С. Поэтому при нормировании стали СтЗпс последняя была уст-

ранена, что дополнительно стимулировало применение этого материала в конструкциях в связи с тогдашним ценообразованием на прокат. Эта идея и была заложена при нормировании стали С245 в СНиП П-23-81 .

Таким образом различное сопротивление хрупким разрушениям обычных малоуглеродистых сталей с различной степенью раскисления в настоящее время чётко зафиксировано в нормах, регламентирующих их применение в строительстве: кипящая сталь по СНиП П-23-81 применяется без гарантий по ударной вязкости (С235), полуспокойная сталь с гарантиями по ударной вязкости после деформационного старения (С245 и С275), и лишь при применении спокойной стали гарантируется КС1Г20 > 29 Дж/см2 (а также КСи после деформационного старения). Таким образом можно сказать, что в данном случае повышение гарантий хладостойкости наиболее массового проката связано с технологией раскисления и увеличивается по мере усиления раскисления. Все же проводимые нами постоянно исследования ударной вязкости современных малоуглеродистых сталей показали, что в полуспокойных сталях неоднократно при контрольных испытаниях имели место выпады по ударной вязкости при отрицательных температурах даже в случае удовлетворения требований по ударной вязкости после деформационного старения. Поэтому в работе рекомендовано в разрабатываемые нормативные документы включить полуспокойную сталь с гарантиями как по КС1Г20, так и по КСи после деформационного старения вместо лишь последних, что имеет место в действующих нормах. Рекомендовано также к рассматриваемым спокойным и полуспокойным сталям в нормативные документы включить требования по международной норме по ударной вязкости на образце с острым надрезом - КСУ+2°, принятым в зарубежной практике.

В главе сделан вывод о возможности путем микролегирования (алюминием, титаном, ванадием, ниобием) и термической обработки (нормализация, контролируемая прокатка, улучшение) поставки и применения в конструкциях обычных малоуглеродистых сталей с повышенными гарантиями по ударной вязкости, например, КСИ"'0 и КС1Г70 > 29 Дж/см2, КСУ° и КСУ20 > 34 Дж/см2 на продольных образцах и КСУ20 > 26 Дж/см2 на поперечных образцах. Как отмечалось выше, по действующим нормам СНиП Н-23-81 сталь обычной прочности типа СтЗ рекомендуется применять ниже минус 40°С лишь с применением специальных конструктивно-технологических мероприятий. С учетом полученных материалов очевидно, что поставляемую в настоящее время металлургической промышленностью микролегированную мелкозернистую малоуглеродистую сталь с высокими гарантиями по ударной вязкости можно применять в конструкциях с температурой эксплуатации -40°С > 1°, экс > -65°С.

Если традиционно под термином «малоуглеродистая сталь» понимается нелегированная сталь с С < 0,22% с обычным содержанием вредных примесей ( в и Р < 0,04...0,05%), то на основании представленных материалов исследований показано, что в настоящее время "малоуглеродистая сталь" - это сталь с содержанием легирующих элементов, растворенных в феррите, до 1,5...2,0%, с возможным микролегированием (суммарно до 0,1%) элементами, образующими специальную нитридную и карбонит-ридную фазу, а также с регулируемым содержанием и формой неметаллических включений.

В главе показана возможность замены традиционных сталей повышенной прочности (С345 и С375 с ~1,5% Мп) альтернативными малоуглеродистыми сталями типа СтЗ, микролегированными одним или комбинацией сильных карбонитридообразующих элементов (титан, ванадий, ниобий, алюминий, азот) и добавками кремния до ~ 1%. Наиболее эффективным из микролегированных сталей является выпускаемый промышленностью прокат марки 18САТЮ, который согласно данного в главе определения следует

отнести к малоуглеродистым сталям для металлических конструкций (С < 0,2%, Мп < 0,65%, П + Л/ < 0,1%, 81 ~ 1%). Прокат имеет повышенные прочностные свойства и высокое сопротивление хрупким разрушениям (сгт = 353 Н/мм2, авр = 539 Н/мм2, КС и"70

> 34 Дж/см2, КСУ40 > 34 Дж/см2), хорошо сваривается, в ЗТВ максимальные значения твердости по Виккерсу не превышают 320 НУ, т.е. опасности образования холодных трещин не имеется. Сталь не склонна к образованию кристаллизационных трещин при сварке, по результатам испытаний натурных образцов типа Кинцель - Т2кр =-70°С и Т„п =-20°С, в структуре отсутствует привычная для марганцовистых сталей феррито-перлитная полосчатость, вызванная вторичной ликвацией марганца, отсутствуют структуры промежуточного типа, что обеспечивает в прокате высокие Ъ - свойства (всегда

> 15%) и отсутствие ламелярных трещин в сварных соединениях.

На основании результатов выполненных исследований показано, что горячекатаный прокат из малоуглеродистой микролегированной стали типа 18САТЮ на уровне основных свойств равноценен, а по отдельным характеристикам (значениям г - свойств, стойкости к образованию ламелярных трещин при сварке) превосходит прокат из стандартных строительных марганцовистых и марганцовистокремнистых сталей с а, = 325...375 Н/мм2. Горячая прокатка рассматриваемых материалов часто может проходить в режимах высокотемпературной (рекристаллизационной) контролируемой прокатки.

В главе показан и другой путь "получения проката со свойствами С345 и С375 из малоуглеродистых сталей - это использование тепла прокатного нагрева при охлаждении проката (листы 10-40 мм) ламинарными струями воды (работы школы акад. К.Ф.Стародубова. г. Днепропетровск). В последние годы на отечественных металлургических заводах и в зарубежных фирмах Японии, США и Германии все большее применение находит эта ресурсосберегающая технология, часто объединяемая общим термином «деформационно-термическая обработка» проката из строительных сталей в потоке станов. Упрочненный таким образом прокат из малоуглеродистой стали типа СтЗ по прочности полностью удовлетворяет свойствам стали повышенной прочности С345 и С375.

Исследована возможность применения в металлических конструкциях малоуглеродистых сталей с ат = 500 Н/мм2, ств > 600 Н/мм2, о5 > 20% (фактически это свойства сталей С440 при вероятности обеспечения перечисленных характеристик не менее 0,95 ) и установлена максимальная прочность, при которой можно эксплуатировать данный прокат из малоуглеродистой стали. Наиболее эффективным путем получения проката подобной прочности в нашей стране и за рубежом является прокатка стали типа СтЗ в потоке станов. В этом случае в поверхностных слоях проката образуется мартенсит и нижний бейнит. Последующий нагрев закаленных участков теплом, аккумулированным в центральных зонах профилей, приводит к их высокотемпературному отпуску, необходимому для улучшения комплекса механических свойств.

Как показали результаты испытаний арматурных стержней диаметром 10, 16 и 25 мм из стали СтЗГпс на растяжение, ударный изгиб на образцах типа ЦНИПС, а также исследования распределения твердости по сечению при применении рассмотренной технологии упрочнения в потоке станов можно получить высокую прочность уровня С440 с сгт > 500 Н/мм2 с высокой пластичностью и хладостойкостью. Определено, что высокую пластичность обеспечивает твердый поверхностный слой: сжимая относительно мягкую сердцевину он способствует максимальному развитию касательных напряжений и, соответственно, пластических деформаций, а также замедляет процесс возникновения шейки в растягиваемых элементах. Также показано, что этот слой при достаточном развитии самоотпуска обеспечивает высокое сопротивление хрупким разру-

шениям, что было установлено при испытаниях на ударный изгиб (КС"70 > 5,0 кгс.м), и на склонность к коррозии под напряжением (сти > 500 Н/мм2).

Вместе с тем показано, что в случае формирования излишне твердого поверхностного слоя (> 320...350 НУ) наблюдается тенденция к снижению сопротивления хрупким разрушениям, в частности, до уровня КС"60 = 5,0 кгс.м и ст53 = 250...300 Н/мм2.

Сделан вывод, что упрочнение малоуглеродистых сталей можно вести лишь таким образом, чтобы твердость поверхности не превышала 320 НУ. Показано, что недопущения этого можно добиться уже при приемно-сдаточных испытаниях введением ограничений на верхний уровень временного сопротивления ст„ < 780 Н/мм2 и при нормировании результатов испытаний на ударный изгиб, например, в случае арматурных стержней на образцах ЦНИПС КС-70 > 5,0 кгс.м. В целом получена верхняя граница рационального упрочнения малоуглеродистой стали типа СтЗ: <гт = 500 Н/мм2(С440); при этом поверхностная твердость не должна превышать 320 НУ. Таким образом показано, что упрочненные методом «прерванной закалки» малоуглеродистые стали могут применяться как материалы высокой прочности уровня С390 и С440 в массовых конструкциях.

В ряде случаев в металлических конструкциях возникает необходимость в сталях с пластичностью более высокой, чем у проката обычного качества. При этом под пластичностью понимается способность металла претерпевать пластические (остаточные) деформации без образования трещин. Вопросы пластичности стали возникают прежде всего из-за расширения применения холодно-гнутых открытых и замкнутых профилей, особенно при производстве легких конструкций, а также при освоении высокопроизводительных способов обработки стали (пробивки отверстий, гильотинной резке и т.д.) и при изучении влияния воздействия холодных пластических деформаций на вязкость, прочность и склонность стали к хрупким разрушениям, в том числе при коррозионной защите с помощью металлических покрытий и в ряде других случаев. Предложена схема зависимости пластичности строительных сталей от механизмов упрочнения и состояния фазы неметаллических включений. В применяемых строительных сталях обычного качества, содержащих крупные сульфидные включения, на равномерной стадии деформации происходит сближение этих включений до определенного расстояния, соизмеримого с размером частицы. На стадии сосредоточенной деформации, соответствующей развитию шейки образца, под действием максимальных касательных напряжений происходит рост пор вокруг этих неметаллических включений, что схематически показано на рис. 5. При увеличении дисперсности структур - повышении плотности границ зерен и снижении размера дисперсных частиц, а также при увеличении плотности неупорядоченных дислокационных сеток, сопровождающем процессы наклепа, затрудняется и стесняется развитие пластических деформаций, при этом разрушение должно происходить при меньших величинах сосредоточенной деформации.

По данным электроннофрактографического анализа изломов рассматриваемых сталей разрушение по механизму порообразования (рис. 5,а,б) отражается как

II

р|

бЦЦ

шш щШ

Т |Р 3 5

тах 1

Г

п) У^/у/} У77{

5бр<5Р

р}

Р|

-Н 6

г ) | Ор

р*

|р

ш

р ч6

I

, ,р

9 У/У//Л

1р

*Р

ш шт

1р

2р«5р

)р |р

Рис.5. Схема влияния микроструктуры строительной стали на разрушение при растяжении: 1 - неметаллическое включение; 2 - фрагмент разрушенного неметаллического включения; 3 - граница зерен; 4 - агрегатная частица; 5 - дисперсная частица; 6 - неупорядоченные сетки дислокаций; Стадии разрушения: I - действие на частицы максимальных касательных напряжений; II - образование внутренних шеек, пор с разрушением частиц; III - соединение пор в полость (фрагмент полного разрушения).

«ямочные» узоры, где ямками являются поверхности пор. Величина подобных ямок и их глубина закономерно уменьшаются при увеличении дисперсности структуры и, соответственно, прочности стали, что является проявлением усиления локализации пластической деформации при разрушении, естественно относительное удлинение, сосредоточенное в шейке 8С, при этом снижается. Из представленных схем видно, что увеличение пластичности при наличии дисперсной структуры в стали можно достигать при одновременном увеличении чистоты металла, т.е. расстояния между включениями; в этом же направлении должно действовать глобулирование строчечных включений. При этом чем дисперснее структура и прочнее сталь, тем выше должна быть чистота по включениям и степень глобулирования этих включений. Возможность достижения одинаковой величины пластических характеристик при различной дисперсности структуры и прочности проката достигается именно путем регулирования содержания и формы неметаллических включений.

Приведенные соображения справедливы для случая сталей с доминированием зер-нограничного механизма упрочнения с феррито-перлитной структурой или упрочненных по режимам термического улучшения. При доминировании в сталях механизма упрочнения за счет высокой плотности дислокаций, что имеет место, например, в холод-ногнутых профилях, или при росте сил трения в решетке с понижением температуры, локализация пластической деформации еще более возрастает (рис. 5,в), что ведет к закономерному снижению 8С.

Описываемая сильная локализация вязкого разрушения при электроннофрактогра-фическом анализе отображается появлением крупных и неглубоких ямок, часто с расположенными на поверхности разрушенными включениями или приграничными крупными карбидными частицами. Данный тип разрушения мало зависит от фазы неметаллических включений. Здесь равномерная и сосредоточенная деформация может и не быть связанной соответственно с сближением неметаллических включений и ростом пор. При криогенных температурах, когда разрушение возникает после небольшой пластической деформации в зоне какой-либо твердой частицы, трещина развивается в ферритиой матрице, минуя неметаллические включения (рис. 5,г), по механизму скола или квазискола. В этом случае величина 8С фактически не зависит от структуры стали, и таким образом еще раз подтверждается, что относительное удлинение, сосредоточенное в шейке образца, является наиболее представительной характеристикой пластичности, среди определяемых при испытаниях на растяжение, поскольку эта характеристика наиболее чувствительна к изменению структуры, прочности и механизма разрушения всей совокупности строительных сталей в широком диапазоне температур. Тогда для строительных сталей для металлических конструкций с стт = 230...450 Н/мм2 возможно выдвинуть общее требование по пластичности: 65 > 25% и включить это требование в строительные нормы.

В главе показано, что для легких металлических конструкций в случае, если требуются стали с более высокой пластичностью, чем у сталей типа СтЗ, искомого эффекта можно добиться используя глубоко раскисленные стали, имеющие повышенное содержание алюминия (А/ 0,02...0,08%) с достаточно измельченным зерном. По нашим данным в таком прокате всегда 5С > 15%, 65 > 25%.

На примере выбора стали для несущих конструкций покрытия внутреннего пространства реконструируемых зданий Старого Гостиного Двора (СГД) в главе показана возможность получения на основе существующих марок сталей проката, обеспечивающего надежную работу ответственных конструкций, эксплуатирумых при стечении

большого количества людей. К этому следует добавить, что изготовление и монтаж конструкций проводился в сжатые сроки - около полутора лет.

Известно, что сталь высокой прочности с пределом текучести от > 390 Н/мм2, нормированная СНиП Н-23-81 , не всегда оказывалась надежной при изготовлении сооружений. Наблюдались случаи массового возникновения слоистых и холодных трещин в сварных соединениях, случаи замедленного разрушения и т.п. Эти случаи привели к снижению интереса строителей к использованию сталей высокой прочности в ответственных сварных конструкциях, тем более когда речь идет о больших толщинах свыше 20 мм.

Поэтому при выборе проката для ферм СГД за основу была принята термически улучшенная, атмосферостойкая сталь 10ХСНД с дисперсной микроструктурой, хорошо зарекомендовавшая себя при применении в железнодорожных мостах и других ответственных стальных конструкциях. К прокату толщиной 28...40 мм были предъявлены следующие основные, в том числе повышенные требования: нормативное сопротивление по пределу текучести сгт - Куп = 390 Н/мм2; временное сопротивление сгв < 680 Н/мм2. В прокате С390, поставляемом по ГОСТ 27772-88 и регламентируемом СНиП П-23-81*, а„ < 720 Н/мм2. Примененное ужесточение этой нормы должно улучшить однородность свойств проката и обрабатываемость металла. К прокату были предъявлены жесткие требования по ударной вязкости, в первую очередь обеспечивающие высокое сопротивление металла хрупкому разрушению: КС1Г70 > 29 Дж/см2; КСУ"40 > 29 Дж/см2. Последнее требование ударной вязкости на образцах с острым надрезом выше, чем предъявляется к сталям С390 ГОСТ 27772 и находится на уровне международных требований к прокату с высоким сопротивлением хрупкому разрушению.

Проблема сварки сталей высокой прочности сводится, прежде всего к обеспечению высокого сопротивления соединений хрупким разрушениям, недопущению холодных и слоистых трещин, типичных для низколегированных сталей высокой прочности, поэтому было выдвинуто более жёсткое требование к этой стали: содержание углеродного эквивалента Сэ < 0,46%, поскольку в этом случае соединения из подобного проката не склонны к образованию холодных трещин. Далее, для предотвращения холодных трещин были назначены ограничения на твёрдость металла в ЗТВ (НУтах < 320 ед.), был предусмотрен разогрев в процессе и после сварки кромок больших толщин, выдвинуто требование ограничения содержания водорода в металле (не свыше 3 см3 на 100 г металла), а для устранения из твёрдого раствора азота, существенно охрупчивающего металл, содержание сильных карбонитридных элементов должно удовлетворять требованиям, направленным на полное связывание азота в нитридные фазы. Для предотвращения слоистых трещин при поставке стали для рассматриваемых конструкций были предусмотрены требования по Ъ - свойствам - на гладких образцах, вырезанных по толщине листов, при испытаниях на растяжение должно гарантироваться относительное сужение > 15% (класс Ъ 15 по ГОСТ 28870-90). Для этого было рекомендовано уменьшить содержание вредных примесей - серы и фосфора: вместо 8 < 0,035% и Р < 0,030% по стандартам ГОСТ 27772 и ГОСТ 19281-89, рекомендовалось принять 8 и Р < 0,020%, при этом предусмотреть мероприятия по глобулированию формы неметаллических включений, что также улучшает Z - свойства проката.Наконец была рекомендована (и осуществлена) поставка листов с улучшенной геометрией - не ниже второго класса несплошности по ГОСТ 22727-88, что должно улучшить Z - свойства стали, а также с особо высокой плоскостностью и уменьшенной серповидностью, что ведёт к улучшению условий сварки. Для реализации поставленных требований для производства листов толщиной 28...50 мм был выбран металлургический комбинат АО "НОСТА", условия которого по-

зволяют выпускать прокат достаточно высокого качества. Выплавка производилась в 100 т электропечах, всего было прокатано около 100 партий. Изготовление конструкций проводилось па Челябинском ЗМК. С целью установления действительного качества проката применяли контроль по специальной многоступенчатой схеме. Испытания проводились на металлургическом комбинате, в условиях ЗМК, а также в ЦНИИСК. По результатам исследований были установлены следующие особенности химического состава полученного проката. Углерод во всех случаях С = 0,09...0,12%, углеродный эквивалент Сэ < 0,46%, содержание водорода Н2 = 2 см3 на 100 г. металла. Специальный ввод в сталь микродобавок алюминия, титана и ноибия обеспечивал требуемое удаление из феррита растворённого азота, было зафиксировано низкое содержание вредных примесей: S < 0,017%, Р < 0,015%. Наблюдаемая повышенная чистота стали обеспечила достаточно высокий уровень Z - свойств проката: во всех случаях Ч^ > 15%. Кроме того, все листы были поставлены с высокой степенью сплошности не ниже класса 2 по данным УЗК. Установленные по результатам проведенного статистического анализа массива данных приемо-сдаточных заводских испытаний (около 200 результатов) фактические значения основных механических свойств также полностью соответствовали заданным требованиям, в первую очередь сгв < 680 Н/мм2. По результатам контрольных испытаний на прокате максимальной толщины 40 мм из нижних поясов ферм СГД, проведенных в ЦНИИСКе, были получены следующие данные (минимальные величины): ат - 432 Н/мм2, а„ = 556...571 Н/мм2, S5 = 26,1 %, 5Р = 11,3 %, 5С = 14,8 %, ¥ = 52,4 %. Очевидно, что данный прокат обладает высоким комплексом свойств при растяжении. Испытания на ударную вязкость проката проводились согласно ГОСТ 9454-78 на поперечных образцах с U - образным и острым V - образным надрезами (соответствующих типу 1 и 11 по ГОСТ 9554) в интервале температур от нормальной до минус 70°С, полученные результаты полностью соответствовали предъявленным высоким требованиям: KCU"70 > 29 Дж/см2; KCV"40 > 29 Дж/см2.

Известно, что относительно небольшие трещиноподобные дефекты, не приводящие к заметному ослаблению сечения, в определенных условиях становятся причиной разрушения элементов конструкций при условиях нагрузки ниже расчётной. Для оценки появления самопроизвольно распространяющейся трещины определялись параметры статической трещиностойкости (К1с) на максимальных толщинах 40 мм. Характеристики определяли на плоских прямоугольных образцах с краевой трещиной при испытаниях на внецентренное растяжение по ГОСТ 25.506-85 при температурах -20, - 40 и -70°С. Для определения Klt испытывались образцы с предварительно нанесённой усталостной трещиной с записью диаграммы "нагрузка-смещсние" ("P-V").

Установленное значение К,"" = 120 МПа 4м достаточно высоко, оно равно полученным ранее значениям этой характеристики на сталях аналогичной прочности и высокой чистоты, нормативное значение этой характеристики лежит около К= 70 МПа

4м . Полученные значения гарантируют применённый прокат от спонтанных хрупких разрушений при эксплуатации. Оценка сопротивления хрупким разрушениям сварных соединений проводилась на образцах по методу Кинцеля. Наплавка производилась электродами УОНИ 13/55 диаметром 4 мм. Тепловые режимы наплавки соответствовали жёстким режимам, применяемым в практике строительства. Полученная величина Т^ = ) = Т„п = -40°С достаточно велика для проката данной прочности и подтверждает высокую эксплуатационную надёжность сварных соединений из стали 10ХСНД в рассматриваемом сооружении, эксплуатируемом в г. Москва с расчётной температурой t3 =-27°С.

Максимальная твёрдость в ЗТВ составляла НУтах = 280 < 320 ед, что также служит дополнительной гарантией от появления холодных трещин.

Приведённые в этом разделе материалы позволили сделать вывод о том, что применённая в несущих фермах Старого Гостиного Двора толстолистовая сталь 10ХСНД, изготовленная с использованием новых технологий на АО "НОСТА" (г. Новотроицк), обладает высоким комплексом служебных свойств, позволивших в сжатые сроки изготовить уникальное здание с высокими эксплуатационными свойствами.

В работе показана также перспективность применения в крупных инженерных сооружениях проката с стт > 590 Н/мм2 при обеспечении в нем действующими в металлургии современнымитехнологиями гарантируемых свойств: б5 > 20%, КС1Г70 > 49 Дж/см2; КСУ"60 > 34 Дж/см2 и при условии разработки эффективных технологий сварки при изготовлении конструкций на ЗМК и, особенно, на монтаже.

В главе шесть выполнен анализ различных методик назначения сталей для строительных конструкций. Показано, что принимаемый по подобным схемам выбор материала не всегда рационален, часто проводится с излишним запасом хладостойкости. На основании проведенных исследований даны предложения для нового подхода в части назначения сталей в строительные металлические конструкции.

Действующие отечественные нормы проектирования, изготовления и монтажа стальных конструкций предусматривают целый ряд требований и предписаний, направленных на предотвращение хрупких разрушений элементов стальных конструкций. Детальный подсчет таких требований и указаний, проведенный А.В.Сильвестровым, показал, что 24 из них относится к проектированию конструкций, 17- к изготовлению, 2 - к транспортировке, 3 - к монтажу. Важнейшими из этих мероприятий, выделяемых в СНиП П-23-81 в отдельные разделы, являются выбор марки стали для конструкций, а также расчетный выбор рациональной конструктивной формы, которая интегрально объединяет в себе влияние концентрации напряжений (т.е. собственно форму элемента), а также влияние технологии изготовления и масштабного фактора на склонность к хрупкому разрушению. Выбор стали по СНиП П-23-81 зависит от ответственности конструкций, температурных условий их изготовления и эксплуатации, вида соединений, толщины проката и конструктивной формы элементов, т.е. фактически учитываются все основные факторы, ведущие к охрупчиванию. По мере возрастания ответственности сооружения, сложности работы материала в конструкции, повышения концентрации напряжении в узлах требования к ударной вязкости, т.е. к сопротивлению хрупкому разрушению материала в конструкции, также возрастают. Близкие подходы к выбору стали для металлических конструкций существуют в работах Р.У.Николса, А.В.Перельмутера, в нормах Финляндии и т.д., где они имеют вид эмпирических зависимостей от основных факторов охрупчивания. Наиболее разработанная современная методика по выбору материала с помощью эмпирических зависимостей, представлена в Еврокоде № 3. В первую очередь в них учитываются условия работы материала в конструкции, характер (скорость) нагружения и последствия разрушения, уровень номинальных напряжений не учитывается. В целом рекомендации Еврокода в рассматриваемом вопросе являются более жесткими, чем отечественные нормы. В новой разработанной редакции норм на проектирование следует, во-первых, в разделе о выборе сталей более точно учесть действие основных факторов охрупчивания, чем это имеет место в действующем СНиП II-23-81 *. Во-вторых, в разделе о проектировании конструкций с учетом опасности хрупких разрушений сформулировать общие положения, обеспечивающие эксплуатационную надежность конструкций при эксплуатации при низких температурах, в том числе для конструкций из малоуглеродистых сталей. При создании эффективных хладостой-

ких конструкций с рациональным использованием обычной малоуглеродистой стали на сегодняшний день требуется творческое использование установленных в этой области закономерностей, естественно с учетом предлагаемых общих положений.

Представленные в работе материалы послужили основой для предложений по изменению некоторых положений действующих норм в части назначения сталей в конструкции. При этом прежде всего учитывалось развитие малоуглеродистых сталей для металлических конструкций, а также последние достижения в совершенствовании технологий металлургической промышленности, позволяющих повысить качество проката по сравнению с гарантиями ГОСТ 27772-88.

При определении групп ответственности предлагается внести следующие уточнения (табл. 2). Если конструкция относится к уникальным, согласно ГОСТ 27751-88, то группу ответственности следует повышать на один номер, таким образом в нормы будет внесена корректировка требований по сопротивлению хрупким разрушениям в зависимости от назначения конструкции. Следует ввести поправку на толщину проката как сильного фактора охрупчивания: если толщина не выше 8 мм, группу ответственности конструкций следует понизить на один номер, если свыше 25 мм - повысить на один номер.

Назначение сталей в зависимости от групп конструкций и расчётных температур эксплуатации предлагается проводить с гарантиями согласно таблице 2.

Таблица 2

Гарантии по ударной вязкости проката для несущих конструкций групп ответственности по СНиП П-23-81

асчётная емпера-гура, °С -30 > 1, 2 -40 1, > -30 -40 > 1, > -50 -50 > 1, >-65

Группа онструк-ций 3 2 1 3 2 1 3 2 1

Свойства :тали по ГОСТ ¡7772-88 гарантии по ударной вязкости

С245 КС1Г20 КСУ КСид.с кси20 КСУ КСид.с - • - - - - -

С255, С285 КС1Г20 КСУ КСЩ.с кси-20 КСУ КСЩ.с кси20 КСУ КСЦд.с. кси-40 КСУ0 КСид.с. кси"40 КСУ0 КСЩ.с. кси-40 КСУ0 КСид.с. кси-70 КСУ20 КСид.с. кси''0 КСУ20 КСид.с. кси"70 КСУ20 КСид.с.

С345 кси40 КСУ0 кси-40 КСУ0 КСТГ70 КСУ20 кси™ КСУ"20 кси"70 КСУ"20 кси-70 КСУ40 кси70 КСУ20 кси™ КСУ40 кси'70 КСУ40

С390, С440 КС1Г70 КСУ40 кси'™ КСУ"40 кси"70 КСУ"40 кси70 КСУ40 кси'70 КСУ"40 кси-70 КСУ40 кси"70 КСУ40 кси-70 КСУ40 кси™ КСУ40

С590 КС1Г™ КСУ"60 кси-70 КСУ60 кси-70 КСУ"60 кси"'0 КСУ"60 кси'70 КСУ"60 кси'70 КСУ60 кси"70 КСУ60 кси'70 КСУ60 кси"70 КСУ60

1) КСид С1 - ударная вязкость при 20°С после деформационного старения. Фактическое применение стали С235 в ближайшие годы должно резко сократиться из-за широкого освоения производства непрерывной разливки слябов. В принципе, эту

сталь предлагается исключить из норм как бесперспективную, разрешая её применение лишь по согласованию.

В случае стали С245 (полуспокойная малоуглеродистая сталь) к прокату предлагается предъявлять гарантии более широкие (КСи-20, КСУ, КСЦд.с.) по сравнению с действующими нормами (КСи д.с.). Аналогичные требования и по тем же соображениям следует предъявлять к сталям С255 (СтЗсп). Считаем, что область её применения следует оставить в рамках действующих норм.

Впервые рекомендуется применение малоуглеродистых сталей при температуре эксплуатации 1:, <-40°С (табл. 2). Как показали данные работы такие стали должны быть глубоко раскисленными, а в ряде случаев должны поставляться после термической обработки, имеющей целью измельчение зерна.

Глубоко раскисленные стали, по крайней мере содержащие 0,03...0,08% А/, рекомендуется также использовать при производстве холодногнутых профилей открытого и замкнутого сечения.

Для сталей повышенной прочности (С345) по сравнению с действующими нормами рекомендуется ввести более жесткие требования по ударной вязкости (таблица 2): для I, < -40°С рекомендуем ввести требования по КС1Г70. Также предлагается ввести новые нормы по КСУ (табл. 2). С увеличением прочности проката требования по ударной вязкости должны ужесточаться, поскольку будет возрастать упругая энергия конструкции, а поэтому и потенциальная опасность спонтанного разрушения.

В связи с дефицитностью марганца в границах России предлагается в качестве материала, альтернативного марганцовистым сталям, ввести в нормы малоуглеродистые стали с измельчённым зерном, микролегированные или термически упрочнённые. Предложено применительно к сталям обычной прочности использовать термин "глубоко раскисленные", к сталям повышенной прочности - "микролегированные". Таким образом малоуглеродистые стали для металлических конструкций рекомендуется ввести в нормы, как материал для проката обычной, так и повышенной прочности. Кроме того, следует ввести в нормы термически упрочнённые в потоке станов профили высокой прочности из малоуглеродистых сталей классов С390 и С440. Показано, что в случае использования в конструкциях толстых листов высокой прочности с ат > 390 Н/мм2, особенно при толщине 16 мм и выше, следует использовать материалы нового поколения относительно сталей, нормированных в СНиП Н-23-81 . Следует обратить внимание на то, что выставленные новые требования к сталям высокой прочности (табл. 2) одинаково высоки для всех групп конструкций и всех расчётных температур. Такой подход обусловлен тем, что при менее строгом подходе (даже в случае конструкций группы 3, предназначенных для эксплуатации при нормальной температуре) возможно образование трещин на стадии изготовления конструкций. Считаем, что в эти гарантии для случая сталей повышенной и высокой прочности должны включаться гарантии по Ъ - свойствам. Применение подобного проката позволяет возводить уникальные инженерные сооружения в кратчайший период.

Предлагаемые изменения требований к материалам в нормах на проектирование и изготовление стальных конструкций приведёт к увеличению их работоспособности и экономической эффективности одновременно.

Основные выводы

1. Разработана методика расчета колонн составного двутаврового сечения, предельное состояние которых определяется устойчивостью стенки, работающей в пределах упругих деформаций, позволяющая в процессе расчета за один цикл подобрать и скомпоновать сечение минимальной площади.

Сопоставительные расчеты и результаты опытного проектирования показали, что сечения колонн с устойчивой стенкой, рассчитанные в пределах упругих деформаций по предлагаемой методике, на 10-20% меньше площадей составных сечений и на 10-30% меньше площадей сечений из широкополочных двутавров, рассчитанных с учетом развития пластических деформаций, если нет ограничений по габаритам сечений.

2. Предложена формула (2) для определения предельного значения условной гибкости стенки Д внецентренпо-сжатой колонны в зависимости от вида эпюры напряжений (от центрального сжатия до изгиба при упругой работе материала) с учетом влияния касательных напряжений, которые в колоннах обычно не превосходят

значения т < 0,2 Показано, что при этом предельные значения Д1ГЛ, изменяются в пределах от 2,0 (для сжатия) до 5,1 (для изгиба) и превышают соответствующие значения Л ц„, рекомендуемые нормами проектирования при расчетах с учетом пластических деформаций.

Проведенные сравнительные расчеты показали, что при учете касательных напряжений т = 0,2Я5 площади колонн увеличиваются на 1,5 - 2,0%.

3. Разработана методика расчета колонн двутаврового сечения с гибкой стенкой в

предположении, что предельное значение условной гибкости устойчивой стенки определяется из расчета в пределах упругости. Установлено, что точность получаемых результатов на основе рекомендуемой методики расчета колонн с гибкой стенкой составляет в среднем 3-7%, что доказывает правомерность использования принятых эпюр напряжений и формулы для определения редуцированной высоты стенки.

Результаты проведенного опытного проектирования показали, что в практических расчетах колонн с гибкой стенкой целесообразно применять значения фактической условной гибкости стенки в пределах Дц„ < Д № < 2 Д и„ ( где = 2,0 + 5,1). При этом снижение площадей сечений таких колонн по сравнению с оптимальными сечениями колонн с устойчивой стенкой составляет 5 •*• 12%.

4. Установлено, что отношение площади пояса Аг к площади стенки А„ в двутавровых колоннах минимальной площади для сечений с устойчивой стенкой равно 0,5 (как и для таких же балок, рассчитанных в пределах упругости).

В колоннах с гибкой стенкой отношение площади пояса Af к площади стенки А„

должно приниматься более 0,5 и тем больше, чем больше условная гибкость стенки Это объясняется тем, что часть гибкой стенки выключается из работы, вследствие чего эолее важное значение в работе сечения приобретают пояса, удельный вес которых при

этом должен увеличиваться количественно. Предельная условная гибкость пояса Ди{ во всех случаях должна приниматься не более 0,5, что обеспечивает определенный запас устойчивости поясов по сравнению со стенкой и тем самым повышает надежность сечения колонны в целом.

5. Предложена классификация старинных сталей для металлических конструкций по способу выплавки; пудлинговая, конверторная и мартеновская. Установлено, что эти стали различаются по микроструктуре, служащей основой работы материала в конструкциях, а металлографический анализ должен быть основным при идентификации старинных сталей. У пудлинговой стали структура как у искусственных композитных материалов состоит из крупных ферритных зерен и вытянутых крупных шлаковых включений. Структура старинных конверторных сталей отличается от современных наличием крупных неметаллических включений, структура мартеновских сталей мало отличается от структуры современных сталей.

Определено, что сварка пудлинговых сталей недопустима, для старинных конверторных сталей необходима разработка специальной технологии сварки.

6. Показано, что статический метод определения Ку„, указанный в нормах, для случая старинных сталей применять не следует. Для определения 11уп по результатам испытаний небольшого количества образцов (меньше чем 10) следует учитывать коэффициент надежности экспериментальных данных Уп, определяемый по формуле (17), при двух образцах необходимо принимать меньшее из двух полученных значений (ат), при одном образце следует принимать ^ = 1,1.

В зависимости от коррозионного износа сохраняемых балок, а также при наличии иных дефектов и отклонений размеров сечений необходимо вводить понижающий коэффициент уа = 0,85 -ь 0,95.

7. Для оценки предельных состояний элементов металлических конструкций в зданиях старой постройки коэффициент надежности по материалу для бессемеровской и мартеновских сталей рекомендуется принимать равным ут = 1,2; для пудлинговой -

у™ = 1,3-

Принимавшуюся ранее согласно Урочному Положению суммарную нагрузку на балки междуэтажных перекрытий для жилых зданий 6 кН/м2 (4,2 кН/м - постоянную; 1,8 кН/м2 - временную) рекомендуется принимать в качестве нормативной.

Коэффициент надежности по нагрузке для первой группы предельных состояний балок согласно рекомендациям СНиП 2.01.07-85 следует принимать равным у г = 1,25 как для постоянной, так и для временной нагрузок.

Для второй группы предельных состояний расчетное значение нагрузки согласно рекомендациям тех же норм по нагрузкам следует принимать равным 4,2 + 0,7 = =4,9 кН/м2.

8. При усилении балок междуэтажных перекрытий в зданиях старой постройки целесообразно применять в первую очередь решения, связанные с изменением расчетной схемы балок, снижением нагрузки за счет установки дополнительных балок и уменьшением расчетной длины сжатого пояса путем его развязки. В крайних случаях возможно усиление путем увеличения сечения. Весьма эффективным способом усиления балок междуэтажных перекрытий с возможностью увеличения нагрузки в 2 и более раза является изменение расчетной схемы за счет применения дополнительных опор, в том числе учета поддерживающего влияния перегородок.

9. Разработана методика расчета неразрезных балок междуэтажных перекрытий с одной или двумя дополнительными опорами, которая позволяет достаточно просто выполнять расчеты по оценке предельных состояний усиливаемых балок при различных критериях (краевая текучесть, пластический шарнир, кинематический механизм разрушения) и с разным расположением опор в пролете.

На основании проведенного сравнительного анализа предельных состояний усиливаемых за счет применения дополнительных опор балок междуэтажных перекрытий с

равномерно распределенной нагрузкой показано, что рекомендации норм по расчету неразрезных балок постоянного двутаврового сечения с учетом перераспределения опорных и пролетных моментов можно распространить при смежных пролетах, отличающихся более чем на 20%.

10. Показано, что закономерность перехода стальных конструкций из вязкого состояния в хрупкое, характеризуется немонотонным изменением разрушающей нагрузки.

Предложено область перехода из вязкого состояния в хрупкое делить на два участка - собственно квазихрупкого разрушения, где разрушающая нагрузка РI » Рт' а количество волокна в изломе В = 0%, а также разрушения после деформационного упрочнения в условиях стеснения развития пластических деформаций, здесь Р£ > Рт а 0% < <В < 50%. Граница между этими участками определена как температура нулевой пластичности Тнп. Показано, что ниже Тнп конструкции эксплуатировать не следует из-за возможности перехода в хрупкое состояние.

11. Рассмотрено действие на переход из вязкого состояния в хрупкое основных «сильных» факторов охрупчивания: 1) низкая температура; 2) масштабный фактор; 3) динамический характер нагружения; 4) высокая концентрация напряжений; 5) неблагоприятная структура металла-и их комбинаций. Хрупкое разрушение развивается лишь при действии растягивающих напряжений, роль перечисленных факторов охрупчивания сводится к стеснению развития пластических деформаций. Действие отдельных сильных факторов охрупчивания примерно разнозначно. Показаны пути устранения действия этих факторов.

Выдвинута гипотеза и установлено, что хрупкое разрушение конструкции происходит при одновременном действии четырех и более основных факторов охрупчивания. Действие трех основных факторов «охрупчивания» не приводит к хрупкому разрушению. В этом случае допустимая температура эксплуатации лежит около Т1Ш * Т„п) и сама конструкция может быть изготовлена из малоуглеродистой стали.

Полученные результаты подтверждены разработкой и внедрением конструкций из малоуглеродистых сталей, эксплуатирующихся ниже минус 40°С, что приводит к существенной экономии природных ресурсов и практически выявляет резервы в несущей способности стальных строительных конструкций. Разработаны рекомендации по проектированию подобных конструкций.

12. Сформулировано понятие о современной малоуглеродистой стали для металлических конструкций, как о стали, содержащей С < 0,22%, легирующие элементы, растворенные в феррите (Мп, 81, N1, Сг, Си) до ~ 1,5% (суммарно), а также микролегирующие элементы, образующие специальную нитридную или карбонитридную фазу (А/, И, реже V, №>, Ы) до 0,1% суммарно.

Показано, что малоуглеродистые стали могут поставляться в широком диапазоне прочностных характеристик (стт = 235...500 Н/мм2), а также с широким диапазоном гарантий по ударной вязкости, в том числе с высокими гарантиями (КС1Г70 и КСУ40). Показано, что получение такого проката обеспечено применением в настоящее время в этечественной металлургии современных технологий глубокого раскисления, рафинирования металла по вредным примесям и облагораживания фазы неметаллических включений, термической обработки, измельчающих зерно, упрочняющей обработке в потоке станов и т.п. Применение малоуглеродистых сталей вместо марганцовистых увеличит экономическую эффективность и конкурентную способность стальных строи-

тельных конструкций, прежде всего из-за острой дефицитности марганца в границах России.

13. Установлено, что сосредоточенное относительное удлинение в шейке 5С является наиболее представительной характеристикой пластичности строительных сталей, особенно при оценке пластичности материала при отрицательных температурах. Разработана схема взаимодействия фазы неметаллических включений и металлической матрицы при различной чистоте материалов и различных механизмах упрочнения. Установлено, что повышая чистоту металла по вредным примесям и увеличивая степень гло-булированности неметаллических включений, можно повысить величину относительного сосредоточенного удлинения до уровня 5С = 15%, 65 > 25% при этом > 15%.

Определено, что величина Тг, как мера сопротивления слоистым трещинам должна входить, как обязательная, в систему инженерных оценок строительных сталей повышенной и высокой прочности в толщинах не менее 20 мм.

14. Показано, что регламентированные СниП П-23-81 стали высокой прочности с <хг > 390 Н/мм2 по своим рабочим свойствам недостаточны для применения в уникальных инженерных сооружениях, в первую очередь из больших толщин проката 16...40 мм. В этом случае необходимо использовать прокат с кси"70 > 34 Н/мм2, КСУ40 > 34 Н/мм2, Сэ < 0,46%, максимальная твердость в ЗТВ < 320 НУ, % > 15%, кроме того необходима повышенная чистота по вредным примесям и газам, а также мероприятия, направленные на облагораживание фазы неметаллических включений. Лишь в этом случае будет гарантирована надежная работа материала при изготовлении и дальнейшей эксплуатации сооружений. Справедливость этого положения была подтверждена при изготовлении уникальных конструкций Старого Гостиного Двора в г. Москве. Показано, что выпуск сталей высокой прочности нового поколения обеспечен действующими в отечественной металлургической промышленности технологиями.

15. Разработаны новые предложения для редакции СНиП 2.03.05 «Стальные конструкции. Нормы проектирования» по назначению проката в строительные стальные конструкции. В основу предложенной концепции положено применение выпускаемого современной металлургической промышленностью для широкого использования экономически эффективных сталей с пониженным содержанием дефицитного в России марганца и с более высоким комплексом рабочих свойств, чем стали, нормируемые СНиП 11-23-81*.

Содержание диссертации опубликовано в следующих основных работах

1. Одесский П.Д., Ведяков И.И., Горпинченко В.М. Предотвращение хрупких разрушений металлических строительных конструкций. - М.: СП ИНТЕРМЕТ ИНЖИНИРИНГ. - 1998.-219с.

2. Одесский П.Д., Ведяков И.И. Малоуглеродистые стали для металлических конструкций. - М.: ИНТЕРМЕТ ИНЖИНИРИНГ. - 1999. - С. 224.

3. Фадеев A.A., Ведяков И.И. Резервы хладостойкости сварных балок из малоуглеродистой стали//Новые формы и прочность металлических конструкций: Сб. научных трудов ЦНИИСК им. Кучеренко.-Москва.-1989.-С.35-42.

4. Горпинченко В.М.,Бунякин A.A., Ведяков И.И. Восстановление и усиление каркасов блочных телиц//Способы и методы усиления строительных конструкций на реконструируемых предприятиях: Тез. докл. Всесоюзного научно-технического семинара. -Коммунарск, 1990.-С.15.

5. Горпинченко В.М., Потапов В.Н., Фадеев A.A., Ведяков И.И. О применении углеродистой стали для сварных двутавровых балок при низких температу-рах//Строительная механика и расчет сооружений. - 1990. - № 5. - С. 8-12.

6. Одесский П.Д., Ведяков И.И. Обеспечение хладостойкости сварных металлических строительных конструкций путем выбора сталей//Прочность материалов и конструкций при низких температурах: Тез. докл. III научно- технического семинара. - Санкт - Петербург, 1998. - С. 32-34.

7. Одесский П.Д., Ведяков И.И., Кулик Д.В. Проблема предотвращения хладноломкости сталей для металлических конструкций при различных по характеру нагрузках и воздействиях//Фундаменталы1ые проблемы физического металловедения перспективных материалов. - Ижевск - Екатеринбург. - 1998. - С. 24-25.

8. Вельский Г.Е., Ведяков И.И. Об оценке предельных состояний стальных балок в постройках начала века//Монтажные и специальные работы в строительстве. - 1998. -№ 10.-С. 19-23.

9. Одесский П.Д., Ведяков И.И., Кулик Д.В. Предотвращение хрупких разрушений металлических конструкций и выбор сталей для уникальных сооружений г. Москвы// «Металлические конструкции: Настоящее и будущее»: Материалы конференции к 90-летию Н.П.Мельникова. - Москва. - 1998. - С. 37-39.

10. Ведяков И.И., Одесский П.Д. Переход из вязкого состояния в хрупкое и выбор минимальных температур эксплуатации стальных строительных конструк-ций//Монтажные и специальные работы в строительстве. - 1998. - № 11-12. - С. 21-27.

11. Ведяков И.И., Одесский П.Д. Оценка рабочих характеристик проката из конструкций реставрируемых здашш//Монтажпые и специальные работы в строительстве. -1999.-№ 1.-С. 19-23.

12 Ведяков И.И. Подбор и компановка рациональных двутавровых сечений колонн с гибкой стенкой//Монтажные и специальные работы в строительстве. - 1990. - № 2. -С. 10-13.

13. Гуркалов П.И., Салихов З.Г., Ведяков И.И., Одесский П.Д. Создание технологии производства новых марок сталей для безопасности конструкций покрытия Большой Спортивной Арены в Лужниках// «Материалы конференции «Потенциал ВУЗов и московских ученых - в интересах города». Дом ученых РАН. - Москва. - 25-28 марта 1999. -С. 18-19.

14. Одесский П.Д., Ведяков И.И., Гуркалов П.И. Применение сталей высокой прочности при реконструкции Старого Гостиного Двора//Монтажные и специальные работы в строительстве. - 1999. - № 5. - С. 13-17.

15. Ведяков И.И., Гимерверт Ж.М., Одесский П.Д. Выбор характеристик пластичности при испытаниях на растяжение строительных сталей//Заводская лаборатория, диагностика материалов. - 1999. - № 8. - С. 41-48.

16. Вельский Г.Е., Ведяков И.И. К вопросу проектирования стальных колонн из составных двутавров минимальной площади//Монтажные и специальные работы в строительстве. - 1999. - № 9. - С. 21-25.

17. Одесский П.Д., Тишаев С.И., Ведяков И.И. Упрочнение в потоке станов малоуглеродистых сталей для массовых конструкций//Бернштейновские чтения по термомеханической обработке металлических материалов: Тез. докл. - Москва. - МИСиС. - 2728 октября 1999 Г.-С.7.

18. Одесский П.Д., Ведяков И.И. Хладостойкие профили из строительной малоуглеродистой стали//Прочность материалов и конструкций при низких температурах:

Сборник трудов V научно-технического семинара. - Санкт - Петербург. - 1999. - С. 61-62.

19. Одесский П.Д., Ведяков И.И. Стали нового поколения для металлических кон-струкций//Актуальные проблемы физического металловедения сталей и сплавов: Тез. докл XV конф. Уральской школы металловедов - термистов. Екатеринбург. - 14-18 февраля2000 г.-С. 18.

20. Горпинченко В.М., Одесский П.Д., Ведяков И.И. В развитие норм по применению проката в стальных строительных конструкциях//Монтажные и специальные работы в строительстве.-2000.-№3.-С.10-27.

21. Одесский П.Д., Ведяков И.И. Развитие норм, обеспечивающих высокую хладо-стойкость проката для металлических конструкций/Материалы конференции «Прочность материалов и конструкций при низких температурах».-Санкт-Петербург.-2000.~

ЛР№ 020715 от 02.02.98 г. Подп. в печ. И .05.2000. Формат 60x90/16 Объем 2,75 печ.л. Тираж 55 экз. Заказ №206

Государственный университет управления

Издательский центр ГУУ

109542, Москва, Рязанский проспект, 99

Введение.

ГЛАВА 1. ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ КОЛОНН СОСТАВНЫХ

ДВУТАВРОВЫХ СЕЧЕНИЙ.

1.1. Современное состояние практических методов расчета колонн двутаврового сечения.

1.1.1. Обзор норм России.

1.1.2. Обзор зарубежных норм.

1.1.3. Закритическое поведение гибких стенок во внецентренно—сжатых стержнях.

1.1.4. Постановка цели и задач исследований.

1.2. Разработка методов расчета внецентренно-сжатых стержней (колонн) двутаврового составного сечения минимальной площади с устойчивой и гибкой стенками.

1.2.1. Основные предпосылки и исходные данные.

1.2.2. Расчетные формулы для подбора сечений минимальной площади с устойчивой стенкой.

1.2.2.1. Схема алгоритма расчета сечения колонн с устойчивой стенкой.

1.2.2.2. Определение рациональной прочности стали и схемы общего алгоритма расчета.

1.2.2.3. Расчет колонн с ограниченной высотой стенки.

1.2.2.4. Примеры расчета колонн с устойчивой стенкой.

1.2.3. Расчетные формулы для подбора сечений минимальной площади с гибкой стенкой.

1.2.3.1. Формулы для вычисления расчетных размеров редуцированной стенки.

1.2.3.2. Схема алгоритма расчета сечения колонны с гибкой стенкой.

1.2.2.3. Примеры расчета колонн с гибкой стенкой.

1.3. Выводы по главе

ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ НАДЕЖНОСТИ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ В ЗДАНИЯХ РАННЕГО

ПЕРИОДА МЕТАЛЛОСТРОИТЕЛЬСТВА.

Общие положения.

Анализ качества сталей, применявшихся в зданиях постройки начала века, и установление расчетных сопротивлений.

Классификация строительной стали производства начала века.

Химический состав старинных сталей.

Механические свойства старинных сталей.

Назначение нормативных и расчетных сопротивлений.

Возможность сварки старинных сталей.

Сталь для строительных конструкций первой половины XX века

Сопоставление методики расчета балок в начале века по допускаемым напряжениям с требованиями действующих норм 92 Сопоставление методики назначения сечений балок по конструктивным ограничениям их высот с требованиями действующих норм.

Примеры оценки предельных состояний балок междуэтажных перекрытий в зданиях старой постройки.

Рекомендуемые конструктивные решения при усилении сохраняемых балок.

Усиление балок путем использования дополнительных элементов для уменьшения нагрузки.

Усиление балок путем изменения расчетной схемы за счет применения дополнительных опор.

Балки с двумя опорами.

Балки с одной опорой.

Сравнение расчетов по действующим нормам и по критерию кинематического механизма разрушения.

Балки с двумя опорами.

Балки с одной опорой.

Усиление балок за счет применения дополнительной упругой опоры.

Выводы по главе 2.

ПРЕДОТВРАЩЕНИЕ ХРУПКИХ РАЗРУШЕНИЙ

МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ.

Переход из вязкого состояния и выбор минимальных температур эксплуатации стальных строительных конструкций.

Влияние основных факторов перехода из вязкого состояния в хрупкое.

Влияние отрицательной температуры.

Влияние скорости приложения нагрузки.

Влияние масштабного фактора.

Влияние концентраторов напряжений и сварки.

Влияние микроструктуры.

Основные методы оценки сопротивления проката хрупким разрушениям.

Испытания на ударный изгиб.

Методы механики разрушения.

Методика оценки сопротивления хрупким разрушениям сварных соединений.

Выводы по главе 3.

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ

КОНСТРУКЦИЙ ИЗ МАЛОУГЛЕРОДИСТЫХ СТАЛЕЙ ПРИ ТЕМПЕРАТУРАХ ЭКСПЛУАТАЦИИ НИЖЕ МИНУС 40°С.

4.1. Испытания узлов опор В Л и ОРУ из проката малоуглеродистой стали.

4.2. Обеспечение высокой хладостойкости балочных конструкций из малоуглеродистой стали.

4.3. Аварии строительных сварных конструкций, связанные с хрупким разрушением.

4.4. Выводы по главе 4.

ГЛАВА 5. СТАЛИ В СТРОИТЕЛЬНЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЯХ НА СОВРЕМЕННОМ ЭТАПЕ СТРОИТЕЛЬСТВА.

5.1. Основные задачи исследования.

5.1.1. Современные стали для строительных металлических конструкций.

5.1.2. Задачи исследования в части рационального выбора сталей для металлических конструкций на настоящем этапе развития.

5.2. Современные малоуглеродистые рядовые стали обычной прочности.

5.2.1. Малоуглеродистые стали с обычной хладостойкостью.

5.2.2. Малоуглеродистые стали обычной прочности повышенной хладостойкости.

5.3. Малоуглеродистые стали повышенной прочности.

5.4. Термически упрочненные профили высокой прочности из малоуглеродистой стали

5.5. Малоуглеродистые стали с повышенной пластичностью.

5.5.1. Пластическая деформация строительных сталей и методы ее оценки.

Стальные конструкции широко используются в строительстве более ста лет. В настоящее время область рационального использования этих конструкций достаточно велика, здесь ежегодно расходуются сотни тысяч тонн проката. Очевидно, что и в XXI веке стальные конструкции будут применяться достаточно широко. Поэтому обеспечение высокой экономической эффективности стальных конструкций и сооружений относится к важнейшим народно-хозяйственным проблемам.

Очевидно, что техническая и экономическая эффективность и, в конечном счете, конкурентная способность стальных конструкций обеспечивается при постоянном и своевременном учете и отражении в строительных нормах и правилах последних достижений в развитии методов их расчета и проектирования, современных технологий изготовления, а также в создании и использовании новых марок сталей.

Во второй половине XX века глава строительных норм, регламентирующая нормы и правила проектирования стальных строительных конструкций, пересматривалась примерно один раз в десять лет (Ни ТУ 55, СНиП П-В. 3-62, СНиП П-В.З-72, СНиП 11-23-81*). Однако со времени выхода последней редакции данные нормы не пересматривались около 20-ти лет. Это обстоятельство привело к тому, что действующая глава СНиП 11-23-81* «Стальные конструкции. Нормы проектирования» в ряде разделов не отражает основные достижения строительной науки в области металлостроительства и, вообще, современные экономические и хозяйственные условия изготовления рассматриваемых конструкций.

Среди значимых технических и научных явлений, существенно повлиявших на развитие проектирования стальных строительных конструкций, следует выделить интенсивное развитие вычислительной техники, интегрирование отечественного строительства в мировую хозяйственную систему, в том числе и в части нормирования и стандартизации, а также начавшиеся интенсивные работы по реконструкции, ремонту и восстановлению в сжатые сроки зданий, особенно построенных в начале XX века и ранее и требующих для этого значительных инвестиционных вложений. Наконец, за последние 10-15 лет существенные изменения произошли в металлургической промышленности, приведшие к созданию и освоению строительных сталей нового поколения, отличающихся от регламентированных действующими нормами, изменились подходы к оценке служебных свойств проката и конструкций, а также представления о хрупких разрушениях металлических конструкций.

Используя достижения в перечисленных направлениях можно существенно повысить эффективность действующих строительных норм и правил, и, соответственно, эффективность проектируемых по ним стальных конструкций.

При этом наиболее актуальной мы считаем проблему, связанную с выявлением резервов несущей способности стальных строительных конструкций и повышением их сопротивления хрупким разрушениям, основанным на совершенствовании методов их расчета и проектирования, а также рациональном применении как традиционных, так и новых материалов.

Одними из наиболее актуальных вопросов рассматриваемой проблемы по нашему мнению здесь являются вопросы совершенствования научных основ проектирования колонн двутаврового составного сечения для реконструируемых зданий, изыскания возможности дальнейшего использования балок междуэтажных перекрытий при реконструкции зданий старинной постройки, разработка положений проектирования хладостойких конструкций из обычных малоуглеродистых сталей, а также вопрос создания новой концепции рационального использования современных сталей в металлических конструкциях. Рассмотрим актуальные вопросы обсуждаемой проблемы.

Рекомендации по расчету колонн двутаврового сечения, изложенные в СНиП П-23-81* «Стальные конструкции. Нормы проектирования», основаны на определении предельной нагрузки колонны (стержня) в плоскости действия изгибающего момента, совпадающей с плоскостью стенки, с учетом развития пластических деформаций в сечении в том числе и в стенке. При этом подходе реализуется принцип равноустойчивости стержня и стенки при плоской форме потери устойчивости, и он является основным в практических расчетах колонн. Дополнительно к этому положению в нормах сформулированы соответствующие требования по проверке устойчивости колонн из плоскости действия момента, а в отдельных случаях требования по расчету с учетом закритической работы стенки путем введения понятия редуцированной (эффективной) высоты стенки. То есть основные проверки предельных состояний колонн в действующих нормах ориентированы на расчеты с учетом пластических деформаций с отдельными случаями расчетов с учетом за-критической работы стенки, для которой предельные значения гибкости также определены при наличии в стенке пластических деформаций.

Таким образом, действующие нормы не содержат прямых рекомендаций по подбору сечений колонн (стержней), работающих в пределах упругих деформаций, что объясняется достаточно распространенным мнением о том, что наиболее эффективными являются сечения элементов, рассчитанные с учетом развития пластических деформаций.

В нормативных документах зарубежных стран содержатся рекомендации по расчету сечений как с учетом развития пластических деформаций, вплоть до пластического шарнира ( сечения 1-го и 2-го классов), так и в пределах упругих деформаций (сечения 3-го класса), а также с учетом редуцирования стенок и поясов сечения (сечения 4-го класса). Такая структура норм в принципе позволяет рассмотреть несколько конструктивных решений элементов конструкций в зависимости от метода расчета для того или иного класса сечения и принять наиболее эффективное решение, отвечающее конкретным условиям проектирования.

При широко проводимыми в настоящее время реконструкцией и капитальным ремонтом зданий, построенных в начале XX века, основным вопросом оценки несущей способности и деформативности сохраняемых стальных конструкций, в первую очередь балок междуэтажных перекрытий, являются соответствия с требованиями современных нормативных документов. Дело в том, что указанные балки в свое время проектировались согласно рекомендациям действовавшего тогда Урочного Положения, которые принципиально отличаются от современных методов расчета строительных конструкций по предельным состояниям.

Раздел, посвященный реставрации и реконструкции стальных конструкций, в действующих нормах СНиП 11-23-81* составлялся во время, когда еще не имелось достаточного опыта по восстановлению старинных зданий. Вместе с тем, проектирование стальных конструкций в зданиях старой постройки имеет ряд особенностей, которые должны учитываться при разработке проекта и выполнении работ по усилению.

Практически не рассмотрены вопросы действовавших в то время нагрузок, а также определения коэффициентов надежности по нагрузке для первой и второй

-югрупп предельных состояний, без чего нельзя выполнить расчеты по действующим в настоящее время нормам и оценить уровень надежности сохраняемых балок.

Один из самых сложных вопросов при восстановлении конструкций начала века - это оценка возможности использования электросварки, поскольку она начала применяться при создании соединений в стальных конструкциях в мировой практике лишь в 20-х годах нашего столетия, а старинный прокат в основном изготовлен из несвариваемой или плохо свариваемой стали.

При реконструкции старых зданий часто возникает вопрос усиления существующих балок при действии на них части эксплуатационной нагрузки, которая в общем случае меньше ожидаемой расчетной для первой группы предельных состояний. В этом случае необходимо выполнить анализ изменения напряженного состояния балок с увеличением нагрузки до расчетной при различных схемах их усиления с установлением соответствующих предельных состояний. Этот вопрос требует особого анализа в каждом конкретном случае и исследования в этом направлении практически отсутствуют. Решение перечисленных вопросов реконструкции и ремонта старинных стальных балочных конструкций также является актуальным, дальнейшее их использование в качестве несущих конструкций междуэтажных перекрытий позволит сократить сроки работ и снизить инвестиционные вложения.

Важнейшей современной народно-хозяйственной проблемой является создание строительных стальных конструкций, в которых рациональным образом обеспечивается требуемое сопротивление хрупкому разрушению.

Действующие нормы проектирования, изготовления и монтажа стальных строительных конструкций предусматривают целый ряд требований и предписаний, направленных на предотвращение хрупких разрушений элементов конструкций. Важнейшими из этих мероприятий, выделяемых в СНиП 11-23-81* в отдельные разделы, являются выбор марки стали для конструкций, а также выбор рациональной конструктивной формы.

Изготовление стальных конструкций по СНиП 11-23-81* в первую очередь предполагается производить из проката, поставляемого по ГОСТ 27772-88. Эти нормативные документы и, соответственно, подходы к назначению сталей в сооружениях были разработаны более десяти лет назад и в ряде основных положений

-нне соответствуют реалиям настоящего времени. За последние 10-15 лет в металлургической и строительной промышленности произошли важные явления.

Например, стали, применение которых в конструкциях регламентировалось СНиП П-23-81*, по существу являются марганцовистыми. Однако марганец в границах Российской Федерации является остродефицитным элементом, потребности народного хозяйства здесь удовлетворяются менее, чем на 10%. Отсюда возникает необходимость использования или создания сталей повышенной прочности, альтернативных существующим сталям с марганцем.

ГОСТ 27772-88 «Прокат для строительных стальных конструкций. Общие технические условия» не пересматривался с момента выхода, он также ориентирован на марганцовистые стали и прокат по нему выпускается далеко не всеми заводами и комбинатами РФ. Этот факт также затрудняет или делает невозможным выполнение требований СНиП П-23-81*. Серьезно пересмотрен стандарт ГОСТ 38071, на который также фактически ссылается СНиП П-23-81*.

За последние 10 лет произошла интеграция отечественной строительной индустрии в мировую экономику, в связи с чем на стройках появился прокат зарубежного, чаще всего европейского производства, поставленный по зарубежным нормам, не совпадающими с отечественными.

За последнее время в ряде случаев изменились подходы к оценке служебных свойств проката и конструкций (в частности по выбору наиболее представительных характеристик и методов испытаний, характеризующих сопротивляемость хрупким разрушениям), а также представления о хрупких разрушениях металлических конструкций, действии факторов охрупчивания, что позволяет эффективнее использо вать ресурсы материалов, нежели в СНиП П-23-81 , и предложить более рациональные и экономические конструктивные решения.

В последние годы стали высокой прочности с ат> 390.590 Н/мм2 используются редко. В определенной степени эта тенденция связана с тем, что регламентированные СНиП П-23-81* стали С390, С 440 и С590 оказались в ряде случаев недостаточно надежными при воздействиях, имеющих место при изготовлении и эксплуатации конструкций.

В связи с изложенным актуальными оказались вопросы, связанные с разработкой научных основ нормирования применения малоуглеродистых сталей в хла

-адостойких стальных конструкциях, вопросы применения новых сталей повышенной и высокой прочности с пониженным содержанием марганца в массовых и уникальных конструкциях при условии обеспечения эксплуатационной надежности последних.

Для обеспечения конкурентной способности и технико-экономической эффективности современных стальных конструкций необходимо прежде всего развить действующие нормы, а, следовательно разработать научные основы этих норм, в первую очередь, по таким актуальным вопросам как совершенствование методов расчета и проектирования колонн, балок, прежде всего для условий реконструкции и ремонта зданий, а также создание новой системы назначения сталей в конструкции, позволяющей обеспечивать их высокое сопротивление хрупким разрушениям при рациональном использовании традиционных и новых сталей.

Целью исследований является выявление резервов несущей способности и повышение сопротивления хрупким разрушениям стальных строительных конструкций на основе совершенствования методов их расчета и проектирования, а также рационального применения традиционных и новых материалов.

Для достижения поставленной цели в работе решались следующие задачи.

1. Разработка методов и программ расчета компоновки сечений минимальной площади колонн составных двутавровых сечений при их работе в пределах упругих деформаций для сечений с устойчивыми стенками и для сечений с гибкими стенками с учетом их закритического поведения. Результаты расчета применимы при недогрузке колонн, обусловленной конструктивными требованиями или условиями их работы.

2. Определение нормативных соотношений между числовыми показателями, используемыми в расчетах по различным нормативным документам, и разработка с учетом полученных данных рекомендаций по оценке возможности дальнейшего использования стальных балок (с выявлением резервов несущей способности без усиления или с усилением) в реконструируемых зданиях старинной постройки.

3. Установление наиболее эффективных методов усиления и разработка принципов создания соединений с применением сварки сохраняемых стальных балок междуэтажных перекрытий зданий постройки первой четверти XX века и ранее.

-УЗ

4. Уточнение на основе экспериментальных исследований механизма перехода стальных конструкций из вязкого состояния в хрупкое и установление критериев потери несущей способности с учетом хрупкого разрушения для сооружений с различной степенью ответственности.

5. Разработка основ конструирования частей зданий и сооружений из малоуглеродистых сталей в условиях эксплуатации при низких климатических температурах.

6. Разработка научных основ нормирования малоуглеродистых сталей при проектировании металлических конструкций, в том числе с учетом современных возможностей металлургической промышленности и необходимости гармонизации отечественных и зарубежных норм.

7. Исследование возможности применения в строительстве проката малоуглеродистых сталей с повышенной и высокой прочностью и хладостойкостью.

8. Разработка предложений по назначению новых сталей, в том числе при строительстве уникальных сооружений.

Научную новизну работы составляют следующие результаты, защищаемые автором.

- Разработаны методики и составлены программы расчета на ЭВМ колонн составного двутаврового сечения с устойчивой стенкой, работающих в пределах упругих деформаций, и гибкой стенкой, позволяющие компоновать сечение минимальной площади.

- Предложены расчетные и конструктивные подходы, определяющие возможность дальнейшего использования стальных балочных конструкций в реконструируемых зданиях старинной постройки при обеспечении их несущей способности и эксплуатационной надежности.

- Экспериментально исследована физическая природа перехода элементов конструкций из вязкого состояния в хрупкое. Предложено область вязко-хрупкого перехода делить на две области - собственно квазихрупкого разрушения и разрушения после деформационного упрочнения. Дано определение обеих областей.

- Определены основные «сильные» факторы охрупчивания, выдвинута и подтверждена гипотеза о том, что хрупкое разрушение, как правило, происходит при одновременном действии не менее четырех основных факторов охрупчивания.

Действие трех основных факторов охрупчивання не приводит к хрупкому разрушению. В последнем случае допустимая температура эксплуатации лежит около температуры нулевой пластичности Тнп и сама конструкция может быть изготовлена из малоуглеродистой стали.

- Показано, что сосредоточенное относительное удлинение в шейке 5С является наиболее представительной характеристикой пластичности строительных сталей, особенно для оценки пластичности материала при действии отрицательных температур.

- Разработана схема взаимодействия фазы неметаллических включений и металлической матрицы при различной чистоте материалов и различных механизмах упрочнения. Установлено, что повышая чистоту металла по вредным примесям и увеличивая степень глобулированности неметаллических включений можно повысить величину сосредоточенного относительного удлинения до уровня 8С = 15%, при этом относительное удлинение 65 > 25% и относительное сужение ЧРг > 15% независимо от прочности проката (в диапазоне ат = 235. .440 Н/мм2).

- Разработаны научные основы новых предложений по назначению проката в строительные стальные конструкции. В основу предложенной концепции положена разработка новых требований к прокату, позволяющих применить обеспеченный современной металлургической промышленностью широкий круг экономически эффективных сталей с пониженным содержанием дефицитного в России марганца. Сформулировано понятие о современной малоуглеродистой стали для металлических конструкций.

Практическая ценность работы состоит в следующем.

1. Разработан расчет колонн минимальной площади составного двутаврового сечения с устойчивой стенкой, работающих в пределах упругих деформаций, и гибкой стенкой, при этом экономия металла в колоннах, спроектированных по новым принципам, составит 10.25%. Составлены предложения в новую редакцию норм проектирования стальных конструкций к разделу по расчету колонн составного двутаврового сечения при усилении и ремонте конструкций.

2. Предложены инженерные методы и нормативные подходы обеспечения несущей способности балочных конструкций, в первую очередь междуэтажных перекрытий, при рациональном использовании старинных сталей. Разработаны пред

-У5-ложения в новую редакцию норм проектирования стальных конструкций в раздел по проектированию конструкций зданий и сооружений при реконструкции.

3. Разработаны предложения для новой редакции норм проектирования стальных конструкций в части уточнения расчета неразрезных балок постоянного двутаврового сечения с учетом перераспределения опорных и пролетных моментов.

4. Показаны практические рациональные пути обеспечения хладостойкости конструкций из малоуглеродистых сталей при температуре эксплуатации ниже минус 40°С за счет уменьшения действия в конструкции количества сильных факторов охрупчивания. Как предложения в новую редакцию норм составлены общие положения, которые необходимо учитывать при расчете конструкций на прочность при опасности хрупкого разрушения.

5. Разработаны гармонизированные с Евростандартами предложения для новой редакции норм проектирования стальных конструкций в части рационального назначения и выбора марок сталей для металлических конструкций. Сделанные предложения в отличие от действующих норм существенно расширяют область применения малоуглеродистых сталей.

Внедрение результатов. Результаты проведенных исследований использовались при составлении «Рекомендаций по применению углеродистой стали для строительных металлических конструкций (изгибаемых элементов) при температурах ниже минус 40°С с целью замены низколегированных марок сталей (сталь марки ВСтЗсп по ГОСТ 380-71* и ТУ 14-1-3023-80 в толщинах не более 16 мм для климатических районов 12, Пг и И3 с расчетной температурой минус 50°С и выше)»; «Рекомендаций по расчету и проектированию элементов опор линий электропередач ВЛ и ОРУ из стали ВСтЗсп в климатических районах 1Ь П2 и П3 с расчетной температурой минус 45°С и выше»; «Рекомендаций по применению малоуглеродистых сталей в металлических конструкциях объектов, проектируемых Управлением Моспроект-2».

Результаты работы использовались также на стадии проектирования, выбора материалов и обоснования конструктивных решений в проектных институтах Мос-проект - 1, Моспроект - 2, Энергосетьпроект. Результаты исследований, приведенные в настоящей работе, использованы при разработке проектов усиления стальных балочных конструкций, а также при проектировании и усилении стальных колонн составного двутаврового сечения при реконструкции производственных цехов Московского Хрустального завода им. Калинина (цеха старинной постройки по ул. Большая Новодмитровская), Государственного космического центра им. Хру-ничева (ул. Новозаводская), встроенных помещений спорткомплекса «Олимпийский», старинных зданий страховой компании «РЕСО-Гарантия» по ул. Гашека и ул. Спиридоновка, старинного здания Банка «Менатеп» по Уланскому переулку, старых помещений механо-сборочного цеха з-да «Красная Пресня» по ул. Пресненский вал, старых производственных корпусов з-да «Борец», инженерного корпуса ВНИИизмерения, встроенных помещений киноконцертного зала комбината «Известия» (после реконструкции-кинотеатр «Кодак - Кино мир»), старинных производственных цехов завода «Химволокно» в г. Серпухов.

Результаты исследований были также использованы при усилении колонн из старинной стали помещения «Банка Рябушинского» в реконструируемом здании Старого Гостиного Двора, а также при выборе стали для несущих конструкций покрытия внутреннего пространства Старого Гостиного Двора, а также на ряде других объектов.

Основные результаты исследований докладывались на XIV конференции Уральской школы металловедов-термистов «Фундаментальные проблемы физического металловедения перспективных материалов» (Ижевск-Екатеринбург, февраль

1998 г.), на III- ем научно-техническом семинаре «Прочность материалов и конструкций при низких температурах» (Санкт-Петербург, апрель 1998 г.), на конференции «Металлические конструкции: настоящее и будущее», посвященной 90-летию Н.П.Мельникова (Москва, декабрь 1998 г.), на конференции «Потенциал ВУЗов и московских ученых - в интересах города» (Москва, март 1999 г.), на конференции «Бернштейновские чтения по термомеханической обработке» (Москва, октябрь

1999 г.), на XV конференции Уральской школы металловедов-термистов «Актуальные проблемы физического металловедения стали и сплавов» (Екатеринбург, 14-18 февраля 2000 г.), на секциях металлоконструкций Научно-технического совета ЦНИИСК им. Кучеренко.

Диссертация подготовлена в лаборатории металлических конструкций ГУП ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко Госстроя России, в ней приведены результаты исследований, выполненных в период 1990-1999 г.г., которые были направлены на комплексную постановку и решение научной проблемы повышения эффективности стальных конструкций на основе использования резервов их несущей способности, рационального применения материалов для металлических конструкций, разработки и внедрения новых конструктивных решений, прогрессивных технологий, создания и применения новых материалов.

Диссертационная работа выполнялась в соответствии с решениями научно-технических проблем, утвержденных Госстроем России и НТС ГНЦ «Строительство» и ГУП ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко в части создания эффективных стальных конструкций повышенной хладостойкости, расширения области применения малоуглеродистых сталей и создания сталей, обладающими высокими эксплуатационными свойствами, а также совершенствования нормативных документов.

Диссертация состоит из введения, шести глав, общих выводов, приложений и библиографии.

Основные выводы

1. Разработана методика расчета колонн составного двутаврового сечения, предельное состояние которых определяется устойчивостью стенки, работающей в пределах упругих деформаций, позволяющая в процессе расчета за один цикл подобрать и скомпоновать сечение минимальной площади.

Сопоставительные расчеты и результаты опытного проектирования показали, что сечения колонн с устойчивой стенкой, рассчитанные в пределах упругих деформаций по предлагаемой методике, на 10-20% меньше площадей составных сечений и на 10-30% меньше площадей сечений из широкополочных двутавров, рассчитанных с учетом развития пластических деформаций, если нет ограничений по габаритам сечений.

2. Предложена формула (1.12) для определения предельного значения условной гибкости стенки внецентренно-сжатой колонны в зависимости от вида эпюры напряжений (от центрального сжатия до изгиба при упругой работе материала) с учетом влияния касательных напряжений, которые в колоннах обычно не превосходят значения х < 0,2 В^. Показано, что при этом предельные значения изменяются в пределах от 2,0 (для сжатия) до 5,1 (для изгиба) и превышают соответствующие значения Л щу, рекомендуемые нормами проектирования при расчетах с учетом пластических деформаций.

Проведенные сравнительные расчеты показали, что при учете касательных напряжений х = 0,211д площади колонн увеличиваются на 1,5 - 2,0%.

3. Разработана методика расчета колонн двутаврового сечения с гибкой стенкой в предположении, что предельное значение условной гибкости устойчивой стенки определяется из расчета в пределах упругости. Установлено, что точность получаемых результатов на основе рекомендуемой методики расчета колонн с гибкой стенкой составляет в среднем 3-7%, что доказывает правомерность использования принятых эпюр напряжений и формулы для определения редуцированной высоты стенки.

Результаты проведенного опытного проектирования показали, что в практических расчетах колонн с гибкой стенкой целесообразно применять значения фактической условной гибкости стенки в пределах Д ^ < ^ < 2 ( где Д = 2,0 -5- 5,1). При этом

-342.снижение площадей сечений таких колонн по сравнению с оптимальными сечениями колонн с устойчивой стенкой составляет 5 -ь 12%.

4. Установлено, что отношение площади пояса к площади стенки в двутавровых колоннах минимальной площади для сечений с устойчивой стенкой равно 0,5 (как и для таких же балок, рассчитанных в пределах упругости).

В колоннах с гибкой стенкой отношение площади пояса к площади стенки А№ должно приниматься более 0,5 и тем больше, чем больше условная гибкость стенки Д ^ Это объясняется тем, что часть гибкой стенки выключается из работы, вследствие чего более важное значение в работе сечения приобретают пояса, удельный вес которых при этом должен увеличиваться количественно. Предельная условная гибкость пояса во всех случаях должна приниматься не более 0,5, что обеспечивает определенный запас устойчивости поясов по сравнению со стенкой и тем самым повышает надежность сечения колонны в целом.

5. Предложена классификация старинных сталей для металлических конструкций по способу выплавки; пудлинговая, конверторная и мартеновская. Установлено, что эти стали различаются по микроструктуре, служащей основой работы материала в конструкциях, а металлографический анализ должен быть основным при идентификации старинных сталей. У пудлинговой стали структура как у искусственных композитных материалов состоит из крупных ферритных зерен и вытянутых крупных шлаковых включений. Структура старинных конверторных сталей отличается от современных наличием крупных неметаллических включений, структура мартеновских сталей мало отличается от структуры современных сталей.

Определено, что сварка пудлинговых сталей недопустима, для старинных конверторных сталей необходима разработка специальной технологии сварки.

6. Показано, что статический метод определения Яуп, указанный в нормах, для случая старинных сталей применять не следует. Для определения по результатам испытаний небольшого количества образцов (меньше чем 10) следует учитывать коэффициент надежности экспериментальных данных *РП, определяемый по формуле (2.2), при двух образцах необходимо принимать меньшее из двух полученных значений (ат), при одном образце следует принимать = 1,1.

-343В зависимости от коррозионного износа сохраняемых балок, а также при наличии иных дефектов и отклонений размеров сечений необходимо вводить понижающий коэффициент Ус} = 0,85 -г- 0,95.

7. Для оценки предельных состояний элементов металлических конструкций в зданиях старой постройки коэффициент надежности по материалу для бессемеровской и мартеновских сталей рекомендуется принимать равным ут = 1,2; для пудлинговой

Ут=1,3

Принимавшуюся ранее согласно Урочному Положению суммарную нагрузку на балки междуэтажных перекрытий для жилых зданий 6 кН/м2 (4,2 кН/м2 - постоянную; 1,8 кН/м2 - временную) рекомендуется принимать в качестве нормативной.

Коэффициент надежности по нагрузке для первой группы предельных состояний балок согласно рекомендациям СНиП 2.01.07-85 следует принимать равным yf = 1,25 как для постоянной, так и для временной нагрузок.

Для второй группы предельных состояний расчетное значение нагрузки согласно рекомендациям тех же норм по нагрузкам следует принимать равным 4,2 + 0,7 = =4,9 кН/м2.

8. При усилении балок междуэтажных перекрытий в зданиях старой постройки целесообразно применять в первую очередь решения, связанные с изменением расчетной схемы балок, снижением нагрузки за счет установки дополнительных балок и уменьшением расчетной длины сжатого пояса путем его развязки. В крайних случаях возможно усиление путем увеличения сечения. Весьма эффективным способом усиления балок междуэтажных перекрытий с возможностью увеличения нагрузки в 2 и более раза является изменение расчетной схемы за счет применения дополнительных опор, в том числе учета поддерживающего влияния перегородок.

9. Разработана методика расчета неразрезных балок междуэтажных перекрытий с одной или двумя дополнительными опорами, которая позволяет достаточно просто выполнять расчеты по оценке предельных состояний усиливаемых балок при различных критериях (краевая текучесть, пластический шарнир, кинематический механизм разрушения) и с разным расположением опор в пролете.

На основании проведенного сравнительного анализа предельных состояний усиливаемых за счет применения дополнительных опор балок междуэтажных перекрытий с равномерно распределенной нагрузкой показано, что рекомендации норм по расчету не

-гмразрезных балок постоянного двутаврового сечения с учетом перераспределения опорных и пролетных моментов можно распространить при смежных пролетах, отличающихся более чем на 20%.

10. Показано, что закономерность перехода стальных конструкций из вязкого состояния в хрупкое, характеризуется немонотонным изменением разрушающей нагрузки.

Предложено область перехода из вязкого состояния в хрупкое делить на два участка - собственно квазихрупкого разрушения, где разрушающая нагрузка « РТ; а количество волокна в изломе В = 0%, а также разрушения после деформационного упрочнения в условиях стеснения развития пластических деформаций, здесь Р£ > РТ) а 0% <

В < 50%. Граница между этими участками определена как температура нулевой пластичности Тнп- Показано, что ниже Тнп конструкции эксплуатировать не следует из-за возможности перехода в хрупкое состояние.

11. Рассмотрено действие на переход из вязкого состояния в хрупкое основных «сильных» факторов охрупчивания: 1) низкая температура; 2) масштабный фактор; 3) динамический характер нагружения; 4) высокая концентрация напряжений; 5) неблагоприятная структура металла и их комбинаций. Хрупкое разрушение развивается лишь при действии растягивающих напряжений, роль перечисленных факторов охрупчивания сводится к стеснению развития пластических деформаций. Действие отдельных сильных факторов охрупчивания примерно разнозначно. Показаны пути устранения действия этих факторов.

Выдвинута гипотеза и установлено, что хрупкое разрушение конструкции происходит при одновременном действии четырех и более основных факторов охрупчивания. Действие трех основных факторов «охрупчивания» не приводит к хрупкому разрушению. В этом случае допустимая температура эксплуатации лежит около Тнп (1:э * Тнп) и сама конструкция может быть изготовлена из малоуглеродистой стали.

Полученные результаты подтверждены разработкой и внедрением конструкций из у^прк темпе-ра-тарв-х у 0 малоуглеродистых сталей, эксплуатирующихсяшиже минус 40 С, что приводит к существенной экономии природных ресурсов и практически выявляет резервы в несущей способности стальных строительных конструкций. Разработаны рекомендации по проектированию подобных конструкций.

- 345~—

12. Сформулировано понятие о современной малоуглеродистой стали для металлических конструкций, как о стали, содержащей С < 0,22%, легирующие элементы, растворенные в феррите (Мп, 81, N1, Сг, Си) до ~ 1,5% (суммарно), а также микролегирующие элементы, образующие специальную нитридную или карбонитридную фазу (А/, Тл, реже V, №>, К) до 0,1% суммарно.

Показано, что малоуглеродистые стали могут поставляться в широком диапазоне прочностных характеристик (ст = 235.500 Н/мм ), а также с широким диапазоном гарантий по ударной вязкости, в том числе с высокими гарантиями (КС1Г70 и КСУ40). Показано, что получение такого проката обеспечено применением в настоящее время в отечественной металлургии современных технологий глубокого раскисления, рафинирования металла по вредным примесям и облагораживания фазы неметаллических включений, термической обработки, измельчающих зерно, упрочняющей обработке в потоке станов и т.п. Применение малоуглеродистых сталей вместо марганцовистых увеличит экономическую эффективность и конкурентную способность стальных строительных конструкций, прежде всего из-за острой дефицитности марганца в границах России.

13. Установлено, что сосредоточенное относительное удлинение в шейке 5С является наиболее представительной характеристикой пластичности строительных сталей, особенно при оценке пластичности материала при отрицательных температурах. Разработана схема взаимодействия фазы неметаллических включений и металлической матрицы при различной чистоте материалов и различных механизмах упрочнения. Установлено, что повышая чистоту металла по вредным примесям и увеличивая степень гло-булированности неметаллических включений, можно повысить величину относительного сосредоточенного удлинения до уровня 8С = 15%, 65 > 25% при этом > 15%.

Определено, что величина , как мера сопротивления слоистым трещинам должна входить, как обязательная, в систему инженерных оценок строительных сталей повышенной и высокой прочности в толщинах не менее 20 мм.

14. Показано, что регламентированные СниП П-23-81* стали высокой прочности с стт > 390 Н/мм2 по своим рабочим свойствам недостаточны для применения в уникальных инженерных сооружениях, в первую очередь из больших толщин проката 16.40 мм. В этом случае необходимо использовать прокат с КС1Г70 > 34^/см2, КСУ"40 > 34 обж/см2, Сэ < 0,46%, максимальная твердость в ЗТВ <320 НУ, Т2 > 15%, кроме того необходима повышенная чистота по вредным примесям и газам, а также мероприятия, направленные на облагораживание фазы неметаллических включений. Лишь в этом случае будет гарантирована надежная работа материала при изготовлении и дальнейшей эксплуатации сооружений. Справедливость этого положения была подтверждена при изготовлении уникальных конструкций Старого Гостиного Двора в г. Москве. Показано, что выпуск сталей высокой прочности нового поколения обеспечен действующими в отечественной металлургической промышленности технологиями.

15. Разработаны новые предложения для редакции СНиП 2.03.05 «Стальные конструкции. Нормы проектирования» по назначению проката в строительные стальные конструкции. В основу предложенной концепции положено применение выпускаемого современной металлургической промышленностью для широкого использования экономически эффективных сталей с пониженным содержанием дефицитного в России марганца и с более высоким комплексом рабочих свойств, чем стали, нормируемые СНиП 11-23-81*.

Si 7"

Практические рекомендации

1. При техническом затруднении отбора проб и определении расчетного сопротивления Ry по результатам испытаний в случае старинных сталей его значение Л можно принять равным Ry = 1700 кгс/см .

2. Балки междуэтажных перекрытий в старых зданиях, рассчитанные по Урочному Положению по допускаемым напряжениям [а] < 10 кН/см2, как правило, имеют значения отношений высоты сечения к пролету, равные h// = 1/20 - 1/25, а относительные прогибы таких балок находятся в пределах £11 = 1/400 - 1/800.

В принципе, такие балки могут быть сохранены даже с возможным увеличением нагрузки в 1,6 - 1,9 раза при обеспечении общей устойчивости, в том числе и за счет соответствующего закрепления сжатого пояса.

3. В балках, принятых на основе конструктивных ограничений высот сечений h// < 1/30 - 1/35, значения напряжений изменяются обычно в пределах а = 13 -25 кН/см ; однако в отдельных случаях при h// = 1/45 - 1/47 условные напряжения (а = M/W) могут достигать весьма больших значений - до 50 кН/см2.Относительные прогибы таких «пониженных» балок изменяются в пределах Ш = 1/100 - 1/200. Однако, компенсация повышенной деформативности балок имело место благодаря строительному подъему в виде применявшегося ранее обратного выгиба Ш= 1/200. Л

При напряжениях порядка а < 13 - 16 кН/см «пониженные» балки с пролетом до 6 м в большинстве случаев могут быть сохранены без увеличения (или с уменьшением) нагрузки при обеспечении их общей устойчивости, однако в остальных случаях при о 16 - 18 кН/см и пролетах более 6 м «пониженные» балки при их сохранении, как правило, нуждаются в усилении, которое целесообразно выполнять с минимальным применением сварочных работ.

4. При необходимости проведения сварочных работ при реконструкции зданий старой постройки наиболее целесообразно применять конструктивные и другие швы малой длины, как правило, в зонах с небольшими растягивающими напряжениями, а также обращать внимание на выбор типа электродов и технологии сварки, способствующих удалению серы и фосфора из сварочной ванны, и принимать соответствующие меры контроля качества монтажных сварных соединений.

- 318

При этом необходимо знать химический состав и микроструктуру стали. Пудлинговую сталь сваривать не следует ни в каком случае.

5. В ответственных конструкциях, тем более уникальных, при проектировании могут учитываться и реально действовать 4-5 сильных факторов охрупчивания. В этом случае температура вязко-хрупкого перехода может сместиться в сторону ^ > Т1кр и необходимо применять специальные хладостойкие стали, у которых, например, есть гарантии по КС1Г70 или КСУ"40.

6. В случае исследований малоуглеродистых сталей обычной прочности достаточно полные представления о хладостойкости проката можно получить, испытывая материал на ударный изгиб на двух типах образцов - с и или V- образным надрезом, о свариваемости этих сталей можно судить, оценивая сопротивление горячим трещинам.

Для сталей повышенной и особенно высокой прочности с ат > 390 Н/мм2, всегда имеющим дисперсную структуру, эти испытания необходимо дополнить оценками, полученными на образцах больших толщин методами механики разрушения, а также оценить хрупкую прочность сварных соединений и сопротивление холодным и слоистым трещинам.

7. Конструкции опор ВЛ и ОРУ, выполненные из уголкового проката малоуглеродистых сталей небольших толщин (отсутствие масштабного фактора), могут успешно эксплуатироваться при низких температурах даже при наличии двухосного растяжения и концентраторов в виде отверстий, т.е. при наличии не более трех сильных факторов охрупчивания. При этом в растянутых поясных уголках опор ВЛ и ОРУ в местах прикрепления к ним растянутых раскосов на отдельных болтах расстояние от центра болтового отверстия до края поясного уголка следует принимать не менее 1,35 (1 ((1 - диаметр отверстия), в противном случае условия разрушения будут находится в области Тнп.

8. Применение специальных конструктивно-технологических мероприятий дает возможность расширения области применения малоуглеродистых сталей с обычной хладостойкостью для изгибаемых элементов строительных металлических конструкций при эксплуатации ниже минус 40°С. При этом обеспечивается повышенная хладостойкость конструкции в целом, не снижается несущая способность и, кроме того, обеспечивается существенная экономия природных ресурсов.

1. СНиП П-23-81*. Стальные конструкции.-М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1995 г.- 96с.

2. Моисеев В.И. Расчет устойчивости пластинок в металлических конструкциях за пределом упругости на основе принципа равноустойчивости стержня и элементов поперечного сечения. Диссертация на соискание ученой степени докт. техн. наук. М., 1989.-382с.

3. Власов В.З. Тонкостенные упругие стержни. М.: Физматгиз, 1959.-566с.

4. Чувикин Г.М. Об устойчивости за пределом упругости внецентренно-сжатых тонкостенных стержней открытого профиля. Исследования по стальным конструкци-ям//Труды ЦНИИСК. Вып. 13.-М.: Госстройиздат, 1962.- С. 70-159.

5. Броуде Б.М. Устойчивость пластинок в элементах стальных конструкций.-М.: Машстройиздат, 1949.-238с.

6. Тимошенко С.П. Устойчивость упругих систем.-М.: Гостехтеоретиздат, 1955.567с.

7. EurocodeN 3: Desiqn of Steel Structures, 1990.-288s.

8. ISO 10721-1/ Steel Structures -Part 1: Material and Desiqn.- 1977.-110s.

9. Stability of Métal Structures. A Warld View.- 1989.-140s.

10. Броуде Б.М., Моисеев В.И. Устойчивость прямоугольных пластинок с упругим защемлением продольных сторон/Строительная механика и расчет сооружений .- 1982.-№1.-С. 39-42.

11. Броуде Б.М., Корчак М.Д. О предельной нагрузке внецентренно-сжатого стержня с гибкой стенкой//Строительная механика и расчет сооружений. -1979.- № 4.-С. 30-34.

12. Броуде Б.М. О закритическом поведении гибких стенок стальных стержней// Строительная механика и расчет сооружений.- 1976.- № 1.- С 7-12.

13. Вольмир А.С. Гибкие пластинки и оболочки.-М.: Гостехтеоретиздат, 1956.419с.

14. Евстратов A.A. О предельном состоянии внецентренно-сжатых гибких пласти-нок//Строительная механика и расчет сооружений.-1976.- № 6.- С. 35-42.

15. Нисневич M.JI. Расчет тонкостенных балок, работающих в условиях потери стенкой устойчивости от сдвига/Вестник ВИА им. В.В.Куйбышева.-М., 1954.- вып. 92.-С. 15-18.

16. Ааре И-И. Расчет тонкостенных металлических балок и рам с учетом закрити-ческой работоспособности стенки. Автореферат диссертации на соискание ученой степени докт. техн. наук.-Таллин, 1971.-48с.

17. Каленов В.В. Исследование стальных балок с большой гибкостью стенки. Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд. техн. наук.- М., 1975.- 32с.

18. Симаков Ю.Н. Исследование сварных двутавровых балок с гибкими неподкре-пленными стенками. Диссертация на соискание ученой степени канд. техн. наук.-М., 1984.- 165с.

19. Малый В.И. и др. Задачи взаимодействия общей и местной устойчивости сжатых тонкостенных упругопластических стержней. Современные вопросы математики и механики и приложения/Тезисы докладов.- М.: изд. МФТИ, 1983.- С. 29-34.

20. Лапшин Б.С. К расчету балок в упругопластической стадии по СНиП II-23-81//Металлические конструкции и испытания сооружений: Межвузовский тематический сборник трудов.- Л.: изд. ЛИСИ, 1984.- С. 68-75.

21. Соболев Ю.В. О проектировании стальных составных балок рационального се-чения//Известия Вузов. Строительство и архитектура.- 1985.- № 1. С. 18-25.

22. Вельский Г.Е., Тамарченко B.C. Оптимизация сечений важный резерв снижения расхода материала в стальных балках//Строительная механика и расчет сооружений.- 1990.-№ 1.- С. 83-88.

23. Пособие по проектированию стальных конструкций (к СНиП П-23-81* М.: ЦИТП Госстроя ССР. 1989.- 149с.).

24. Вельский Г.Е., Киселев Д.Б. Вариантное проектирование стальных балок составного двутаврового сечения/УМонтажные и специальные работы в строительстве.-1995.- № Юг С. 25-29.

25. Вельский Г.Е., Бирюкова Г.Е. Влияние уровня нагружения внецентренно-сжатого стержня на предельные гибкости стенок и поясов двутаврового сече-ния//Известия вузов. Строительство и архитектура.- 1992.- № № 5-6.- С. 17-20.

26. Бирюкова Г.Е. Влияние напряженно-деформированного состояния на подбор и компановку рациональных составных сечений стальных колонн. Автореферат дисс. на соискание ученой степени канд. техн. наук.-М., 1992.- 28с.

27. Муханов К.К. Металлические конструкции.- М.: Стройиздат, 1978.- 572с.

28. СНиП 2.05.03-84. Мосты и трубы.- М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1985.- 200с.

29. Вельский Г.Е., Ведяков И.И. К вопросу проектирования стальных колонн из составных двутавров минимальной площади//Монтажные и специальные работы в строительстве,- 1999.- № 9.- С. 21-25.

30. Ведяков И.И. Подбор и компоновка рациональных двутавровых сечений колонн с гибкой стенкой//Монтажные и специальные работы в строительстве.-1999.- № 2.- С. 10-13.

31. Металлические конструкции. Элементы стальных конструкций/Под редакцией В.В.Горева.- М.: Высшая школа, 1997.- 526с.

32. Дэннис Джон. Численные методы безусловной оптимизации и решения нелинейных уравнений.-М.: Мир, 1988.-312с.

33. Металлические конструкции. Общий курс. Учебник для вузов/Под редакцией Е.И.Беленя.- М.: Стройиздат, 1986.- 560с.

34. Михайлов A.M. Сварные конструкции. -М.: Стройиздат, 1983.- 367с.

35. Тахтамышев А;Г. Примеры расчета стальных конструкций.-М.: Стройиздат, 1978,-239с.

36. Васильев A.A. Металлические конструкции.- М.: Стройиздат, 1979.-360с.- -322

37. Яровой С.Н. Несущая способность колонн, работающих в составе поперечника одноэтажных производственных зданий с мостовыми кранами. Автореферат дис. канд. техн. наук.- М., 1989.-24 с.

38. Опытное проектирование элементов конструкций на основе проекта СНиП 2.03.05 "Стальные конструкции". Вып. 11-2629/ЦНИИПСК им. Мельникова.-В кн.: Стальные конструкции.-М.,1990.

39. Провести анализ результатов оптимального проектирования колонн по различным нормам и сортаментам и разработать предложения по снижению металлоемкости рам. ТМ 67224/Гипросталь.-Харьков, 1988.-52с.

40. Одесский П.Д. О сохранении при реставрации зданий проката производства начала века//Монтажные и специальные работы в строительстве.-1996г.- №1.-С. 12-15.

41. Кинцурашвили М.Г., Пименов И.Л. Металлические конструкции в старых зданиях Москвы//Архитектура и строительство Москвы.-1997 г.- №2.- с. 15-18.

42. Кинцурашвили М.Г., Пименов И.Л. Ценное наследие//Архитектура и строительство Москвы.- 1997. №7. - С. 19-25.

43. СНиП 2.01.07-85 "Нагрузки и воздействия "/Госстрой СССР. М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1988. - 36с.

44. СНиП 2.01.07-85 "Нагрузки и воздействия (Дополнения. Раздел 10. Прогибы и перемещения)/Госстрой СССР. М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1988. - 8с.

45. Ведяков И.И., Одесский П.Д. "Оценка рабочих характеристик проката из конструкций реставрируемых зданий//Монтажные и специальные работы в строительстве .-1999.-№ 1.-С. 19-23.

46. Вельский Г.Е., Ведяков И.И. Об оценке предельных состояний стальных балок в постройках начала века//Монтажные и специальные работы в строительстве. 1998. -№10. - С. 19-23.

47. Металловедение. Сталь. Справочник в двух томах. Т. 1: Основные положения (книга первая)/Перевод с немецкого. Под редакцией М.Л. Бернштейна. М.: Металлургия, 1995 г. - 448с.

48. Одесский П.Д., Абашева Л.П. Строительные стали со структурами естественного композита и оценка их свойств//Металловедение и термическая обработка металлов. -1996.-С. 19-22.

49. Патон Е.О., Горбунов Б.Н. Стальные мосты. Т. 1, Издание 4-е.- Киев, 1930.780с.

50. Eurocode N 3/ Desiqn of steel Structures. Appendix A.- 1989. 115s.

51. Пособие по проектированию усиления стальных конструкций (к СНиП* II-23-81). М. Стройиздат, 1989. - 149с.

52. Одессский П.Д., Ведяков И.И. Заключение о свойствах и возможности сварки металла колонн производства начала XX века в несущих конструкциях помещения "Банка Рябушинского" в реконструированном здании "Гостиный Двор". М.: изд. ЦНИИСК, 1997 г. - 23с.

53. Островская С.А. К оценке сталей по стойкости против образования кристаллизационных трещин в металле шва//Автоматическая сварка. 1964. - № 1. - С. 7-12.

54. Одесский П.Д., Симаков Ю.Н. Техническое заключение о свойствах и возможности сварки проката производства начала 20-го века из конструкций дебаркадера Киевского вокзала в г. Москве. М.: изд. ЦНИИСК, 1998. - 32с.

55. Месышн B.C. Основы легирования стали. М.: Металлургиздат, 1959. - 688с.

56. Гудремон Э. Специальные стали. В двух томах/Перевод с немецкого. Т. 1.- М.: Металлургиздат, 1959. 950с.; Т.2.- М.: Металлургия , 1966.- С. 742-1274.

57. Соколовский П.И. Малоуглеродистые и низколегированные стали. М.: Металлургия, 1966.-216с.

58. Балдин В.А., Соколовский П.И. Материал прошлого, настоящего и будущего для строительных металлических конструкций//Труды ЦНИИСК. Вып. 47. М.: Стройиздат, 1975.-С. 11-29.

59. Технические условия и нормы проектирования промышленных зданий. Металлические конструкции и сооружения. (Н и ТУ 1934). М.: ОНТИ, 1934. - 137 с.

60. Залесский В.Г. Архитектура. Краткий курс построения частей зданий. Типолитография Т-ва И.Н.Кушнеров и К0.- Москва, 1904. 144с.

61. Ведяков И.И., Вельский Г.Е. Оценка технического состояния несущих конструкций междуэтажных перекрытий здания страховой компании "РЕСО-Гарантия" по ул. Спиридоновка, д. 36, стр. 2. М.: изд. ЦНИИСК, 1997. - 50с.

62. Одесский П.Д., Цетлин Б.С. Заключение о техническом состоянии металлических конструкций междуэтажных перекрытий жилого дома по адресу: Москва, Луков пер., д. 10. М.: изд. ЦНИИСК, 1996. - 35с.

63. Лащенко М.Н. Усиление металлических конструкций. М. - Л.: Госстройиздат, 1954.- 155с.

64. Лащенко М.Н. Регулирование напряжений в металлических конструкциях. М. -Л.: Стройиздат, 1966. 190с.

65. Лащенко М.Н. Аварии металлических конструкций зданий и сооружений. Л.: Стройиздат, 1969. - 182с.

66. Беленя Е.И. Исследование упругопластических процессов работы балок, усиленных до загружения и под нагрузкой//Исследования по стальным конструкциям/Под редакцией В.А.Балдина. М. - Л.: Госстройиздат, 1950. - С. 161-182.

67. Бирюлев В.В., Крылов И.И. О работе стальных балок со стенками, усиленными наклонными ребрами жесткости//Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1972. - № 3. - С. 12-20.

68. Десятов Б.И. Исследование работы усиленных под нагрузкой элементов сварных стальных ферм. Автореферат дисс. канд. техн. наук. М., 1969. - 11с.

69. Ребров Усиление стержневых металлических конструкций.-JL: Стройиздат, 1988.-286C.

70. Сахновский М.М., Титов A.M. Уроки аварий стальных конструкций. Киев: Буд1вельник, 1969. - 200с.

71. Сахновский М.М. Металлические конструкции: Техническая эксплуатация. -Киев: Буд1вельник, 1976. 256с.

72. Вельский М.Р., Лебедев А.Н. Усиление стальных конструкций. Киев: Бу-д1вельник, 1981. - 116с.

73. Шепельский М.Я. Исследование упругопластической работы стальных балок, усиленных до загружения и под нагрузкой. Автореферат дисс. канд. техн. наук. Харьков, 1959. - 18с.

74. Столбов A.B. Работа и расчет стальных балок, усиливаемых под нагрузкой. Дис. канд. техн. наук. Л., 1985. - 248с.

75. Кизингер Р. Исследование напряженного состояния растянутых стержней металлических ферм при их усилении под нагрузкой. Автореферат дисс. канд. техн. наук. -М., 1973.- 18с.

76. Burchard W. Beulspannuqen den quadratischen platte mit Shraqsteife unter Druck bzw. Shub. Inqenieur Archiv. - 1937. - Band 8. - S. 332-348.

77. Vonezawa H. et al. Shear strenqth of plate qiders with diaqonally stiffened webs. -Trans of Japan society of civil enqeneerinq. 1979. - N 10. - P. 5-7.

78. Шварцбург Б.Г., Куценок Я.Л. Расчет металлических конструкций, усиливаемых в напряженном состоянии/УСтроительная промышленность. 1939. - № 8. - С. 70-71.

79. Рекомендации по усилению элементов конструкций с применением свар-ки/ЦНИИПроектстальконструкция. М., 1970. - 16с.

80. Рекомендации по усилению сварных стальных ферм под нагруз-кой/ВНИИМонтажспецстрой. М., 1972. - 47с.

81. Обследование несущих конструкций административно-бытового помещения механо-сборочного цеха з-да «Красная Пресня».- М.: изд. ЦНИИСК, 1990.-32с.

82. Обследование смонтированных металлоконструкций надстроенного 10-го этажа инженерного корпуса института ВНИИизмерения.- М.: изд. ЦНИИСК, 1991.-19с.

83. Расчет стальных конструкций перекрытия встроенного кафе в киноконцертном золе комбината «Известий».- М.: изд. ЦНИИСК, 1996.-14с.

84. Рекомендации по обеспечению несущей способности стальных балок чердачного перекрытия здания страховой компании «Ресо-Гарантия» по ул. Гашека.- М.: изд. ЦНИИСК, 19^7.-16с.

85. Гиммерлинг A.B. Несущая способность стержневых стальных конструкций.-М.: Госстройиздат, 1958. 216с.

86. Ходж Ф.Г. Расчет конструкций с учетом пластических деформаций/Пер. с англ.-М.: Машгиз, 1963. 380 с.

87. Ржаницын А.Р. Расчет сооружений с учетом пластических свойств материалов.-М.: Госстройиздат, 1954.- 287с.

88. Руководство по расчету стальных конструкций на хрупкую проч-ность/ЦНИИПроектстальконструкция.- М.: изд. ЦНИИПСК, 1983.-13с.

89. Бирюлев В.В., Кошин И.И., Крылов И.И„ Сильвестров A.B. Проектирование металлических конструкций. Спец. курс.- Л.: Стройиздат, 1990.- 430с.

90. Шафрай С.Д., Сергеев A.B. Совершенствование метода расчета стальных конструкций при хрупком разрушении//Изв. вузов. Строительство и архитектура.-1990.-№2.-С.1-7.

91. Екобори Т. Физика и механика разрушения и прочность твёрдых тел. М.: Металлургия, 1971. - 261с.- 3 2?

92. Екобори Т. Научные основы прочности и разрушения материалов. Киев: Наукова думка, 1971.-351с.

93. Нотт Дж. Ф. Основы механики разрушения/Пер. с анг. М.: Металлургия, 1978. - 256с.

94. Вуллерт Р. Области применения ударных испытаний с осциллографировани-ем/В сб.: Ударные испытания металлов. М.: Мир, 1972. - С. 157-174.

95. Давиденков H.H. Избранные труды в 2-х томах. Т. 1 Динамическая прочность и хрупкость металлов. Киев: Наукова думка, 1981. - 704с.

96. Харсем Ф., Винтермарк X. Оценка материалов по результатам ударных испытаний образцов Шарпи/В сб.: Ударные испытания металлов. М.: Мир, 1972. - С. 64-84.

97. Тылкин М.А., Большаков В.И., Одесский П.Д. Структура и свойства строительной стали.- М.: Металлургия, 1983. 287с.

98. Стрелецкий Н.С. К вопросу развития методики расчета по предельным со-стояния./В кн.: Развитие методики расчета по предельным состояниям. М.: Стройиздат, 1971.-С. 5-37.

99. Махутов H.A. Деформационные критерии разрушения и расчет элементов конструкций на прочность. М.: Машиностроение, 1981. - 272с.

100. Одесский П.Д. О развитии методики оценки хладостойкости конструкций с учетом конструктивно-технологических факторов и условий эксплуата-ции//Строительная механика и расчет сооружений. 1992. - № 3. - С.76-83.

101. Мельников Н.П. Металлические конструкции. Современное состояние и перспективы развития. М.: Стройиздат, 1983. - 372с.

102. Одесский П.Д., Ведяков И.И., Горпинченко В.М. Предотвращение хрупких разрушений металлических строительных конструкций. М.: СП «ИНТЕРМЕТ ИНЖИНИРИНГ», 1998.-220С.

103. Ведяков И.И., Одесский П.Д. Переход из вязкого состояния в хрупкое и выбор минимальных температур эксплуатации стальных строительных конструкций/Монтажные и специальные работы в строительстве. 1998. - №№ 11, 12. - С. 21-27.

104. Розенштейн И.М., Вомпе Г.А. Хрупкие разрушения резервуаров и повышение их надежности/В сб.: Прочность металлов, работающих в условиях низких температур. -М.: Металлургия, 1987. С. 94-99.

105. Тишаев С.И., Одесский П.Д., Паршин В.А. Структурно- технологические способы повышения хладостойкости сталей для металлических строительных конструк-ций//Сталь. 1993. - № Ю. - С. 64-71.

106. Одесский П.Д., Кудайбергенов Н.Б., Барышев В.М. Об оценках сопротивления хрупким разрушениям толстых листов из строительной стали при испытаниях образцов с наплавкой//Заводская лаборатория. 1993. - № 9. - С. 40-50.

107. Копельман JI.A. Сопротивление сварных узлов хрупкому разрушению. JL: Машиностроение, 1978. - 232с.

108. Трофимов В.И., Каминский A.M. Легкие металлические конструкции зданий и сооружений: разработка конструкций, исследования, расчет, изготовление, монтаж. М.: Наука, 1997. - 592с.

109. Фридман Я.Б. Механические свойства металлов/В двух частях. Часть вторая. -М.: Машиностроение, 1974. 368с.

110. Моррисон В.Б., Миллер Р.Л. Пластичность сплавов со сверхмелким зерном/В кн. Сверхмелкое зерно в стали. М.: Металлургия, 1973. - С 181-205.

111. Ведяков И.И., Одесский П.Д., Гимерверт Ж.М. Выбор характеристик пластичности при испытаниях на растяжение строительных сталей//Заводская лаборатория. -1999.-№8.-С.41-48.

112. Давиденков H.H. Избранные труды в 2-х томах/Т. 2. Механические свойства материалов и методы измерения деформаций. Киев: Наукова думка, 1981. - 656с.

113. Диденко В.Н., Сильвестров A.B., Бирюлев В.В., Шафрай С.Д. и др ./Рекомендации по обследованию и повышению надежности сварных стальных конструкций эстакад топливоподач тепловых электростанций. М.: Союзтехэнерго, 1985.-79с.

114. Нейбер Г. Концентрация напряжений. И.-Л.: ОГИЗ, 1947. -114с.

115. Савин Г.Н. Распределение напряжений около отверстий. Киев.: Наукова думка, 1968. - 887с.

116. Прочность сварных соединений при переменных нагрузках/Под ред. В.Я.Труфякова. Киев.: Наукова думка, 1990. - 256с.

117. Злочевский А.Б. Экспериментальные методы в строительной механике. М.: Стройиздат, 1983. - 192с.

118. Злочевский А.Б., Одесский П.Д., Шувалов А.Н. Остаточный ресурс сварных стальных конструкций и влияние на него материала//Заводская лаборатория. 1997. -№ 3. - С. 42-46.

119. Столофф Н.С. Влияние легирования на характеристики разрушения. В кн. Разрушение. Т. 6. Разрушение металлов/Пер. с анг. М.: Металлургия, 1976. - С. 11-89.

120. Одесский П.Д., Малов В.В., Тесленко Г.В. Повышение сопротивления хрупким разрушениям холодногнутых сварных профилей//Монтажные и специальные работы в строительстве. 1988. - № 3. - С. 8-10.

121. Горпинченко В.М., Шевченко В.А. Исследования прочности элементов с колотыми отверстиями при толщине металла 20 и 25 мм//Энергетическое строительство. -1982.-№6.-С. 15-17.

122. Ведяков И.И., Вельский Г.Е. О возможности замены стали класса С345 на сталь класса С245 для стальных конструкций водолечебницы в г. Ханты-Мансийске. -М.: изд. ЦНИИСК, 1997. 45с.- ъъо

123. Испытания материалов. Справочник/Под ред. X. Блюменауэра. Пер. с нем. -М.: Металлургия, 1979. 447с.

124. Одесский П.Д., Тишаев С.И. Об изменении нормирования испытаний на ударный изгиб проката для металлических конструкций//Сталь . 1997. - № 9. - С. 69-72.

125. Одесский П.Д., Ратов В.А., Винклер О.Н. Оценка трещиностойкости низколегированных сталей для магистральных трубопроводов//Физико-химическая механика материалов. 1987. - № 1. - С. 13-18.

126. Одесский П.Д. Микромеханические модели разрушения сталей для металлических конструкций//Физико-химическая механика материалов. 1992. - № 2. - С. 20-25.

127. Боулгер Ф.У. Оценка вязкости разрушения стали//Разрушение. Т. 6. Разрушение металлов/Пер. с анг. М.: Металлургия, 1976. - С. 183-245с.

128. Гросс Дж. Влияние прочности и толщины надрезанных образцов на ударную вязкость//Ударные испытания металлов. М.: Мир, 1973. - С. 30-63.

129. Хеллан К. Введение в механику разрушения/Пер с анг. М.: Мир, 1988. - 364с.

130. Броек Д. Основы механики разрушения. М.: Мир, 1980. - 361с.

131. ГОСТ 25.506-85. Методы механических испытаний металлов. Определение характеристик трещиностойкости (вязкости разрушения) при статическом нагружении. М.: Госком. СССР по стандартам, 1985. - 61с.

132. Лобанов Л.М., Махненко В.И., Труфяков В.И. и др. Сварные строительные конструкции/В трех томах. Т. 1. Основы проектирования конструкций. Киев: Наукова думка, 1993. -416с.

133. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением/Под ред. Б.Е.Патона. М.: Машиностроение, 1974. - 468с.

134. Макаров Э.Л. Холодные трещины при сварке легированных сталей. М.: Машиностроение, 1981. - 247с.

135. Хайстеркамп Ф., Хулка К., Матросов Ю.И., Морозов Ю.Д. и др. Ниобийсо-держащие низколегированные стали. М.: СП Интермет Инжиниринг, 1999. - 94с.

136. Шоршоров М.Х., Чернышова Т.А., Красовский А.И. Испытания металлов на свариваемость. М.: Металлургия, 1972. - 240с.

137. Колодная Б.А. Метод количественной оценки склонности сварных соединений к образованию холодных трещин//Сварное производство. 1960. - № 2. - С. 12-14.

138. ГОСТ 26388-84. Соединения сварные. Методы испытаний на сопротивляемость образованию холодных трещин при сварке плавлением.

139. Гиренко B.C., Бернацкий A.B., Рабкина М.Д., Коржова Н.П. Слоистое, слоисто-хрупкое и слоисто-вязкое разрушение сварных соединений//Проблемы прочности. -1987. -№3.- С. 70-76.

140. ГОСТ 28870-90. Сталь. Методы испытания на растяжение толстолистового проката в направлении толщины. М.: Издательство стандартов, 1991. -9с.

141. Балдин В .А., Одесский П. Д., Ратов В. А. Свойства листового проката из строительных сталей по "толщине листов/ЯТромышленное строительство. 1975. - № 1. - С. 17-21.

142. Махутов H.A., Москвичёв В.В., Козлов А.Г., Синяговская М.С. Механические свойства и методы оценки трещиностойкости металлов в направлении толщины лис-та//Заводская лаборатория. 1987. - № 1. - С. 64-72.

143. Одесский П.Д., Абашева J1.H. Особенности оценки свойств по толщине проката (Z свойства) методами механики разрушения//Заводская лаборатория. Диагностика материалов. - 1998. - № 2. - С. 41-45.

144. Горпинченко В.М., Шарапов В.Я. Оборудование для испытаний плоских образцов на усталость при двухосном растяжении//Заводская лаборатория. 1979. - № 10.-С. 8-11.

145. Горпинченко В.М., Потапов В.Н., Фадеев A.A., Ведяков И.И. О применении углеродистой стали для сварных двутавровых балок при низких температу-рах//Строительная механика и расчет сооружений.-1990.- № 5.- С. 8-12.

146. Горпинченко В.М., Потапов В.Н., Фадеев A.A., Ведяков И.И. Сварные балки северного исполнения из малоуглеродистой стали//Строительство и архитектура. Изв. вузов,- 1989.- № 8.- С.13-17.

147. Евстратов A.A., Шемшура Б.А., Ведяков И.И. Об устойчивости поперечных ребер жесткости подкрановых балок//Строительная механика и расчет сооружений.-1988,-№3.-С. 30-32.

148. Казимиров A.A., Островская С.А., Барышев В.М. и др. Об уменьшении размеров слабонагруженных угловых швов//Автоматическая сварка.- 1977.- № 8.- С. 14-16.

149. Сильвестров A.B., Бирюков В.В., Шагимарданов P.M. Влияние конструктивных решений и технологии изготовления на хладостойкость узлов стальных конструк-ций//Промышленное строительство 1968.- № 10,- С. 17-20.

150. Потапов В.Н., Фадеев A.A., Ведяков И.И. Разработка рекомендаций по расширению области применения углеродистых сталей для строительных металлических конструкций северного исполнения. М.: изд. ЦНИИСК, 1990.- 58с.

151. Petersonn R.E. Stress concentration desiqn factots.- London: Chopmen and Hall, 1953.- 155p.

152. Mahovecky V. Rozbor pricin porusenia plysenic plynowodu s pimerom 700 min -Zvarac. Spravy. 1978.- V.28.- N 4. - S. 92-96.

153. Совершенствование и развитие норм проектирования стальных строительных конструкций/Сборник научных трудов под ред. В.А.Балдина. М.: изд. ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко, 1981. - 213с.

154. Урицкий М.Р. Новый эффективный стандарт на прокат для строительных стальных конструкций ГОСТ 27772-88//Тр. ин-та. - М.: изд. ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко, 1990. - С. 4-14.

155. Коваленко В.Ф., Семёнов Ю.Н., Фельдман Э.И. Совершенствование металлургического производства для осуществления поставок проката по ГОСТ 27772-88//Тр. инта ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко. М.: изд. ЦНИИСК, 1990. - С. 15-25.

156. Шпееров Я.А., Вихлевщук В.А. Полуспокойная сталь. М.: Металлургия, 1973.-368с.

157. Соколовский П.И., Яковлева B.C., Барынина И.М., Чиркина A.M. Качество малоуглеродистой стали кислородно-конвертерного производства/В кн.: Прочность стали для металлических конструкций. М.: Стройиздат, 1974. - С. 34-60.

158. Яковлева B.C., Барынина И.М., Чиркина A.M., Соколовский П.И. Исследование свойств проката из малоуглеродистой стали, различной по способу раскисления/В кн.: Прочность стали для металлических конструкций. М.: Стройиздат, 1974. - С. 61-73.

159. Соколовский П.И., Одесский П.Д., Урицкий М.Р., Барынина И.М. Малоуглеродистая конвертерная сталь для строительных конструкций/УПромышленое строительство. -1965.-№ 7.- С. 12-17.

160. Соколовский П.И. Качество современной малоуглеродистой стали СтЗ//Промышленное строительство. 1968. - № 1. - С. 41-44.

161. Бабич В.К., Гуль Ю.Т., Долженков И.Е. Деформационное старение стали. -М.: Металлургия, 1972. - 320с.

162. Узлов И.Г., Савенков В.Я., Поляков С.Н. Термическая обработка проката. -Киев: Техника, 1981. 159с.

163. Гуляев А.П. Чистая сталь. М.: Металлургия, 1975. - 194с.

164. Одесский П.Д., Ведяков И.И. Стали нового поколения для металлических кон-струкций/УАктуальные проблемы физического металловедения сталей и сплавов: Тез. докладов XV конф. Уральской школы металловедов-термистов. 14-18 февраля 2000 г.--C.W.

165. HSLA STEELS 90. Extenden Abstracts. October 28-November 2, 2990. China. -Beijinq, 1990. 387p.

166. Brandis H. et. ab//Thyssen Edelst. Techn. Ber. 4. -1987. N 1. - S. 3-20.

167. Пилюшенко B.JI., Вихлевщук B.A., Ленорский C.B. Научные и технологические основы микролегирования стали. М.: Металлургия, 1994. - 384с.

168. Одесский П.Д., Урицкий М.Р. Современные стали повышенной прочности для металлических конструкций//Монтажные и специальные работы в строительстве. -1985.-№ 1.-С. 16-21.

169. Пирогов В.И., Черненко В.Т., Марцинов Б.Ф. и др. Новые низколегированные кремнистые стали для металлических конструкций. М.: ЦНИИинформации чёрной металлургии, 1994. - 20с.- 335"

170. Одесский П.Д., Паршин В.А., Тишаев С.И. Структура и свойства фасонного проката из микролегированной стали типа 18САТЮ для металлических конструк-ций//Сталь. 1996. - № 10. - С. 54-59.

171. Стародубов К.Д., Узлов И.Г., Савенков В.Я., Поляков С.Н. Термическое упрочнение проката. М.: Металлургия, 1970. - 368с.

172. Лякишев Н.П., Ефименко С.П., Тишаев С.И. Деформационно-термическое упрочнение проката из конструкционной стали: проблемы производства и потребле-ния//Изв. АН СССР. Металлы. 1991. - № 3. - С. 3-18.

173. Лякишев Н.П., Тишаев С.И. Повышение прочности и хладостойкости конструкционных сталей основы прогресса машиностроения и строительной индуст-рии//Сталь. - 1992. - № 5. - С. 5-9.

174. Одесский П.Д., Спиваков В.И., Толмачева Н.В. Термическое упрочнение толстых листов из низколегированных сталей на промышленных установках в потоке прокатного стана//Металловедение и термическая обработка металлов. 1993. - № 10. - С. 2-7.

175. Одесский П.Д., Хромов Д.П. Структура и механические свойства низколегированных строительных сталей, упрочненных в потоке стана//Металловедение и термическая обработка металлов. 1992. - № 3. - С. 13-17.

176. Труфяков В.И., Чаленко М.Н., Бабаев A.B. и др. Термоупрочненная сталь ВСтЗ для сварных конструкций//Автоматическая сварка. 1988. - № 7. - С. 51-55.

177. Бабич В.И., Черненко В.Т. Упрочнение проката в потоке станов//Черная металлургия. 1987. - № 15. - С. 34-43.

178. Мадатян С.А. Общие тенденции производства и применения обычной и напряженной арматуры//Бетон и железобетон. 1997. - № 1. - С. 2-5.

179. Кугушин A.A., Черненко В.Т., Бабич В.К. и др. Повышение прочности и хла-достойкости угловых профилей путем термического упрочнения с прокатного нагре-ва//Сталь. 1986. - № 9. - С. 72-77.

180. Айзатулов Р.Г., Черненко В.Т., Мадатян С.А. и др. Освоение массового производства экономичной арматурной стали повышенной надежности класса А400С для же-лезобетона//Сталь. 1998. - № 6. - С. 53-58.

181. Одесский П.Д., Зборовский Л.А., Абашева Л.П. О теоретических основах повышения прочности арматурной стали нового поколения//Бетон и железобетон. 1997. -№1.-С. 5-8.

182. Трофимов В.И. Упругопластическая работа мягкой строительной стали при простом и сложном нагружениях//В сб.: Исследование прочности, пластичности и ползучести строительных материалов/Под ред. А.А.Гвоздева. М.: Стройиздат, 1955. -С. 69-84.- 337—

183. Одесский П.Д., Красовская Г.М., Зборовский JI.A. Обеспечение высокого сопротивления хрупкому разрушению стержневой арматуры нового поколения А500 со структурой естественного композитаУ/Материаловедение. 1999. - № 11.-3-9.

184. Ажогин Ф.Ф. Коррозионное растрескивание и защита высокопрочных сталей. М.: Металлургия. 1974. - 256с.

185. Алексеев С.Н., Соколовский П.И., Красовская Г.М. О сопротивлении коррозионному растрескиванию термически упрочненных арматурных сталей//3ащита железобетонных конструкций от коррозии. Труды НИИЖБ, вып. 6. М.: изд. НИИЖБ, 1972. -С.113-124.

186. Гольдпггейн М.И., Литвинов B.C., Бронфин Б.М. Металлофизика высокопрочных сплавов. М.: Металлургия, 1986.-311с.

187. Новиков И.И. Дефекты кристаллического строения металлов. М. : Металлургия, 1983. - 232с.

188. Фридель Ж. Дислокации/Пер. с анг. М.: Мир, 1967. - 643с.

189. Мулин Н.М. Стержневая арматура железобетонных конструкций. М.: Стройиздат, 1974. - 233с.

190. Столофф Н.С. В кн. Разрушение. Т. 6/Разрушение металлов. Пер. с анг. М.: Металлургия, 1976. - С. 11-89.

191. Балдин В.А., Ароне Р.Г., Одесский П.Д.//Физика металлов и металловедение. -1967. Т. 26. № 6. - С. 1024-1028.

192. Бернштейн C.B., Вихлевщук В.А., Черногридский В.М. Повышение свойств и эффективности использования проката для строительных стальных конструкций//Тр. ин-та. М.: изд. ЦНИИСК им. Кучеренко, 1990. - С. 71-88.

193. Смит Е., Кук Т., Pay К. Локализация пластического течения и трещи-ностйкость высокопрочных материалов//Механика разрушения. Разрушение конструкций/Пер. с анг. М.: Мир, 1980. - С. 121-147.

194. Одесский П.Д., Гуркова Е.С. Влияние пластической деформации на анизотропию механических свойств стальных листов большой толщины для строительных конструкции/Строительная механика и расчет сооружений.- 1991. № 1. - С. 70-77.

195. Киселев Б.Е., Стрельцов И.В., Бакиров P.M. Металлические зернохранилища мембранно-каркасного типа//В кн.: Новые формы легких металлических конструкций коллективная монография/Под ред. В.И.Трофимова. М.: ИНЦА, 1993. - 146-154.

196. Гуляев А.П. Металловедение. 6-е изд. М.: Металлургия, 1986. - 544с.

197. Покрытие большой спортивной арены. Проектирование, научные исследования и строительство. Коллективная монография. М.: Фортэ, 1998. - 143с.

198. Одесский П.Д., Кулик Д.В. Прокат высокой прочности для стальных конструкций уникальных зданий и сооружений//Монтажные и спец. работы в стр-ве. 1997. -№ 11.-С. 11-17.

199. Черная металлургия России и стран СНГ в XXI веке. Сборник трудов Международной конференции. Москва июнь 6-10. 1994. Т. 1. М.: Металлургия, 1994. - 228с.

200. Шторм Р. Теория вероятностей. Математическая статистика. Статистический контроль качества/Пер. с нем. М.: Мир, 1970. - 368с.

201. Гладштейн Л.И., Литвиненко Д.А. Высокопрочная строительная сталь. М.: Металлургия, 1972. - 240с.

202. Жербин М.М. Высокопрочные строительные стали. Киев. Будивельник, 1974. - 160с.

203. Кузнецов А.Ф. Строительные конструкции из сталей повышенной и высокой прочности. М.: Стройиздат, 1975. - 80с.

204. Стальные конструкции из труб//Тр. ин-та ЦНИИСК им. Кучеренко. Под ред. С.А.Ильясевича. М.: Стройиздат, 1973. - 191с.

205. Касаткин Б.С., Мусияченко В.Д. Низколегированные стали высокой прочности для сварных конструкций. Киев. Техника, 1970. - 188с.

206. Copea И., Сандвик П. Сопоставление категорий и материалов по советским и финским стандартам металлоконструкций зданий. М.: Выставка стройэкономика, 1989.-34с.

207. Перельмутер A.B., Гильденгорн Л.А. О классификации стальных конструк-ций//Строительная механика и расчет сооружений. —1990. № 3. - С. 7-9.

208. Горпинченко В.М., Стариков В.А. Оценка хладостойкости элементов болтовых соединений из малоуглеродистых сталей//Новые формы и прочность металлическихконструкций. Тр. ин-та ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко. М.: изд. ЦНИИСК, 1989. - С. 244-254.

209. Горпинченко В.М., Одесский П.Д., Ведяков И.И. О развитии норм по применению проката в стальных строительных конструкциях//Монтажные и специальные работы в строительстве. 2000. - № 3. - С. 14-18.

210. В качестве критерия сходимости принято условие1.(Хт; — Хт; + 1)/Хт;| < е.

211. В случае нарушения сходимости численного процесса выполняется дополнительное уточнение начального приближения (методом дихотомии).

212. Определение геометрических характеристик сечения и других параметров:

213. К); А = Ц1№(1 + 2аг); 1х (^3/12)(1+6аг); Wx = Тх/(0,5 К);1Х = >А ; К = /Х/1Х; = ^ь//6); 1у= ру!А;уЛу; ^ = 0,433(1^ V3 +2Ь^3); ёх = М2/И = Ь^Ду V; =Ь(/2= Я,у/У .

214. Определение критической силы Мсг:

215. Определение параметров р, р, 8, с:

216. Р = (1Х ' К2', Ц = 2 + 0,156 ' Л ' (Ху2/А К2);8 = 4' (р/ц); с =-1 2 ,=;1 + £) + .(1-£)2+16-3*3

217. Определение коэффициента сру:а) при Ху <0,4 фу = 1;б) при 0,4 <ХУ < 4,9

218. Ч = 9,87(0,96 + 0,009 А,у) +Ху2;

219. Фу = 0¥ д/т2 -39,482/ )/(2Ху2);в)при1у >4,9 фу =1,9/Ху2

220. Определение 1\сг = А х С х фу6. Печать:61. Е; N5 Мь М2; /х; /у;1. Ху; X

221. А; 1х; 1Х; Хх; 1у; 1у, Ху,64. Ху; с; фу; Мсг;

222. Анализ: если 1МСГ < 0,99 N перейти к п. 8; если ТЧСГ > 0,99 14, перейти к п. 12.8. Изменение сечения.

223. Принимаем новые размеры сечения пояса ^ = 1Ья= 1,02Ъ{.

224. Решение уравнения вида Ф (Ъ^) = 0;

225. Ф = (МАЛу) + М!Л^ХКУ[1 №х2/(10Е1х).]-1 - 0; Пределы изменения неизвестного Ь^ равны: 0,8 < < IV Величины А, 1Х и Wx определять по п. 4, приняв: = ; = ; Ьг =

226. Если в пределах 0,8 < Ь№1 < корня уравнения Ф (Ъш1) = 0 нет, принять 0,8 К.

227. Принять = Ьг = Ьп и выполнить п.п. 4 и 5.

228. Определить £2 = К/АЯу МЛУх11у[1 - №х2/(ЮЕ1х).; параметр Х^, по п. 3.2.

229. Перейти к пункту 7 (до выполнения условия Ысг > 0,99 И).

230. Печать по п.п. 6.2, 6.3 и 6.4.

231. Анализ: если Ху > 1,02 А,и, перейти к п. 14; если Ху < 1,02 Хи, перейти к п. 16.

232. Выполнить операции по п.п. 8, 9 и 10.

233. Перейти к п. 1.3 (до выполнения условия Ху < 1,02 А,и).

234. Печать по п.п. 6.2, 6.3 и 6.4.17. Выход из программы.