Обеспечение сейсмостойкости демпфирующих косых компенсаторов для магистральных трубопроводов

1.

Обеспечение сейсмостойкости демпфирующих косых компенсаторов для
магистральных трубопроводов на фрикционно – подвижных болтовых
соединениях, для увеличения демпфирующей способности косого
компенсатора, преимущественно при импульсных растягивающих
нагрузках , согласно изобретениям проф. дтн ПГУПС А.М.Уздина №№
1143895, 1168755, 1174616, 165076 "Опора сейсмостойкая", 2010136746
"Способ защита зданий и сооружений при взрыве с использованием
сдвигоустойситвых и легко сбрасываемых соединений , использующие
систему демпфирования фрикционности и сейсмоизоляцию для
поглощения взрывной и сейсмической энергии
Испытательного центра СПбГАСУ, аккредитован Федеральной
службой по аккредитации (аттестат № RA.RU.21СТ39, выдан
27.05.2015), Организация "Сейсмофонд" ОГРН: 1022000000824 4 ИНН
2014000780

2.

Автор отечественной фрикционо- кинематической, демпфирующей
сейсмоизоляции и системы поглощения и рассеивания сейсмической и
взрывной энергии по обеспечению сейсмостойкости, сейсмоустойчивости
демпфирующей сейсмоизоляции для технологических трубопроводов,
предназначенными для сейсмоопасных районов с сейсмичностью более 9
баллов, с креплением косого компенсатора к трубопроводам с помощью
фланцевых фрикционно-подвижных болтовых демпфирующих
компенсаторов (ФПДК) с контролируемым натяжением, расположенных
в длинных овальных отверстиях по изобретению проф. дтн ПГУП
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 165076, 2010136746, 887748
«Стыковое соединение растянутых элементов» проф дтн ПГУПC Уздин
АМ
Инж –мех ЛПИ им Калинина Е.И.Коваленко, зам президента организации
«Сейсмофонд» ОГРН : 1022000000824 ИНН 2014000780
[email protected]
При разработке СТУ использовался альбом серии ШИФР 1.010.12с.94, выпуск 0-1, утвержден Главпроектом Мистрой России, письмо
от 21.09.94 ; 9-3-1/130 за подписью Д.А.Сергеева, исп. Барсуков 930-5487 согласно письма Минстроя № 9-3-1/199 от 26.12.94 и письма № 9-21/130 от 21.09.94

3.

Мажиев Х.Н. Президент организации «Сейсмофонд» ОГРН :
1022000000824 ИНН 2014000780 [email protected]
Научные консультанты от СПб ГАСУ , ПГУПС : Х.Н.Мажиев, ученый
секретарь кафедры ТСМиМ СПб ГАСУ , заместитель руководителя
ИЦ «СПб ГАСУ» И. У. Аубакирова [email protected] ИНН
2014000780
Изобретатель СССР Андреев Борис Александрович, автор
конструктивного решения по обеспечению сейсмостойкости,
сейсмоустойчивости косых компенсаторов для технологических
трубопрводов из полиэтилена, предназначенными для сейсмоопасных
районов с сейсмичностью более 9 баллов, с креплением косого
компенсатора к трубопроводам с помощью фланцевых фрикционноподвижных болтовых демпфирующих компенсаторов (ФПДК) с
контролируемым натяжением, расположенных в длинных овальных
отверстиях по изобретению проф. дтн ПГУП А.М.Уздина №№ 1143895,
1168755, 1174616, 165076, 2010136746, 887748 «Стыковое соединение
растянутых элементов» и использования фрикционно -демпфирующих
опор с зафиксированными запорными элементов в штоке, по линии
ударной нагрузки , согласно изобретения № 165076 «Опора
сейсмостойкая» для обеспечения надежности технологических
трубопроводов , преимущественно при растягивающих и
динамических нагрузках и улучшения демпфирующих свойств
технологических трубопроводов , согласно изобретениям проф ПГУПС
дтн проф Уздина А М №№ 1168755, 1174616, 1143895 и внедренные в
США

4.

При проектировании трубопроводов с косыми компенсаторами перед
проектировщиками организации «Сейсмофонд» при СПбГАСУ встает
вопрос о проверке устойчивости такого трубопровода. Проверку
устойчивости необходимо проводить для предотвращения возможного
скидывания трубопровода со скользящих опор или разрушения
трубопровода из-за превышения допустимых напряжений в стенке
трубопровода при изгибе. Практический смысл расчета на устойчивость
следующий – при осевом сжимающем усилии, действующем на
трубопровод, равном критической силе, трубопровод, который был
выведен некоторой силой, перпендикулярной оси трубопровода из
состояния прямолинейного равновесия остается изогнутым после
устранения отклоняющей силы. Если значение сжимающего усилия
превышает значение критического усилия - тогда при устранении
отклоняющей силы, отклонение трубопровода продолжит увеличиваться,
и, наоборот.
Расчет в ПК «SCAD» не позволяет судить об устойчивости
трубопровода, тем более что, при создании расчетной схемы
проектировщики применяют идеальную модель трубопровода – не
содержащую отклонений и деформаций, а это как мы покажем далее –
необходимый фактор возможной потери устойчивости реального
трубопровода.
На текущий момент, раздел проверки на устойчивость всех
нормативных документов РФ по расчету теплопроводов содержит

5.

ограничения, не допускающие применение приводимой в документе
методики при расчете трубопровода со значительными отклонениями от
линейности (участки самокомпенсации), а также не допускающие расчет
трубопровода с любыми осевыми компенсаторами – т.е. рассматривается
некий теоретический прямолинейный трубопровод, зажатый между
двумя неподвижными опорами, и не имеющий компенсации
температурных деформаций вообще.
В данной статье авторы предложат подробную методику для проверки
трубопровода с осевыми компенсаторами на устойчивость.
Применение косыккомпенсаторов, нарушает сплошность трубопровода
и привносит в систему силы, «распирающие» трубопровод в осевом
направлении, практически не зависящие от температурной деформации.
Если теряет устойчивость сплошной трубопровод, то происходит
боковое отклонение участка с наименьшей устойчивостью от начального
положения оси трубопровода. При этом трубопровод отклоняется на
величину ограниченную температурным удлинением трубопровода. В
случае же потери устойчивости трубопровода с осевым компенсатором
отклонение трубопровода от его начального положения продолжается до
полного растяжения компенсатора или до состояния, при котором
распорное усилие компенсатора уравновешивается сопротивлением
растяжению (возможно при небольших диаметрах или малых давлениях
среды).

6.

Fp
Fж

7.

Рис 1. Потеря устойчивости трубопровода без компенсатора, и потеря
устойчивости трубопровода с косым компенсатором. Направляющие
опоры условно не показаны.
При оценке устойчивости трубопроводной системы с косым
комепсатором,следует различать устойчивость трубопровода и
устойчивость собственно косого компенсатора.
Устойчивость косого компенсатора разделяется на два типа:

8.

- косой
(поднятого вверх или горизонтально ) устойчивость. –
устойчивость компенсатора как гибкого сжимаемого стержня. При
потере устойчивости происходит изгиб продольной линии компенсатора.
Чем больше компенсирующая способность косого и его длина, тем более
жестким он должен быть. Чем больше эффективная площадь косого –
тем более жестким должен быть компенсатор.
- локальная устойчивость (устойчивость в плоскости при демпфировании
) – при потере локальной устойчивости происходит изгиб или поворот
плоскости фрикционно- подвижных соединений (ФПС) таким образом,
что плоскость этих гофров больше не является перпендикулярной оси
косого
компенсатора. Чаще всего это встречается у косые
с
относительно маленьким отношением длины к диаметру при большой
высоте ФПС
Рис 2. Потеря локальной устойчивости косого компенсатора . (СПбГАСУ
).
Устойчивость собственно косого компенсатора
при нормальном
перемещении его патрубков должен обеспечить организация
«Сейсмофонд» при СПб ГАСУ . Нормальное перемещение патрубков
компенсатора и устойчивость трубопровода должен обеспечить
проектант своим проектным решением.

9.

Изобретения, используемые при испытаниях установок очистки
хозяйственно-бытовых сточных вод КОС «Гермес Групп»,
изготавливаемых в соответствии с ТУ 4859-022-69211495-2015,
серийный выпуск, предназначенных для сейсмоопасных районов с
сейсмичностью до 9 баллов с трубопроводами, с креплением
трубопроводов к установкам очистки хозяйственно-бытовых сточных
вод КОС с помощью фрикционных протяжных демпфирующих
компенсаторов (ФПДК).
При испытаниях в ПК SCAD математических моделей установок очистки
хозяйственно-бытовых сточных вод КОС «Гермес Групп» (ТУ 4859-02269211495-2015), серийный выпуск, предназначенных для сейсмоопасных
районов с сейсмичностью до 9 баллов с трубопроводами, с креплением
трубопроводов к установкам очистки хозяйственно-бытовых сточных вод
КОС с помощью фрикционных протяжных демпфирующих компенсаторов
(ФПДК) с контролируемым натяжением, расположенных в длинных
овальных отверстиях и фрагментов косого антисейсмического
фрикционно- демпфирующего компенсатора для соединения
трубопроводов использовались:
1.Техническое решение демпфирующего компенсатора (изобретение
"Опора сейсмостойкая", патент № 165076 Е04Н/9/02).
В основе антивибрационого фрикци-болта, поглотителя энергии лежит
принцип, который называется "рассеивание", "поглощение" сейсмической,
вибрационной энергии. Энергопоглощение происходит за счет
использования фланцевых фрикционно - подвижных соединений (АФФПС)мини –компенсатора с фрикци-болтом и с демпфирующими узлами
крепления (АФФПС).
2.Изобретение "Стыковое соединение растянутых элементов", патент №
887748 использовалось при испытаниях фрагментов антисейсмического
демпфирующего компенсатора для соединения трубопроводов установок

10.

очистки хозяйственно-бытовых сточных вод КОС «Гермес Групп» (ТУ
4859-022-69211495-2015), серийный выпуск, предназначенных для
сейсмоопасных районов с сейсмичностью до 9 баллов с трубопроводами, с
креплением трубопроводов к установкам очистки хозяйственно-бытовых
сточных вод КОС с помощью фрикционных протяжных демпфирующих
компенсаторов (ФПДК) с контролируемым натяжением, расположенных
в длинных овальных отверстиях.
С целью повышения надежности и упрощения стыка было разработано
новое техническое решение монтажных стыков растянутых элементов на
косых фланцах, расположенных под углом 30 градусов относительно
продольных осей стержневых элементов и снабженных смежными
упорами. Указанная цель достигается тем, что каждый упор входит в
отверстие смежного фланца и взаимодействует с ним.
Изобретение «Стыковое соединение растянутых элементов» для крепления трубопровода с помощью фрикционных протяжных
демпфирующих компенсаторов с контролируемым натяжением.

11.

Сущность изобретения заключается в том, что каждый из двух смежных
упоров входит в отверстие смежного фланца и своим торцом упирается в
кромку отверстия во фланце так, что смежные упоры друг с другом не
взаимодействуют, а только со смежными фланцами, при этом, на упор
приходится только половина усилия, действующего на стык в плоскости
фланцев, а другая половина усилия передается непосредственно на фланец
упором смежного фланца.
На фиг.1 (патент 887748 «Стыковое соединение растянутых зон»)
приведен общий вид стыка сверху {применительно к стропильной ферме},
на фиг.2 показано горизонтальное сечение стыка по оси соединяемых
элементов, на фиг.3 показаны разомкнутый стык и расчетная схема
стыка, на фиг.4 приведен вид фланца в разрезе 1-1 на фиг.3.
Стык состоит из соединяемых элементов 1 со скошенными концами под
углом α к своей оси, фланцев 2, приваренных к скошенным концам
соединяемых элементов 1, упоров 3, приваренных к фланцам 2, стяжных
болтов 4, скрепляющих фланцы 2 друг с другом. Оси стыка 5 и 6
расположены в плоскости фланцев и нормально фланцам соответственно.

12.

Стык растянутых элементов для косых фланцах ФПС устраивается
следующим образом.
Отправочные марки конструкции {стропильной фермы} изготавливаются
известными приемами, характерными для решетчатых конструкций.
Фланец 2 в сборе с упором 3 изготавливается отдельно из стального листа
на сварке. Из центральной части фланца вырезается участок для
образования отверстия, в котором размещается упор смежного фланца.
Вырезанный из фланца фрагмент является заготовкой для упора, на
который расходуется дополнительный материал. Благодаря этому
экономится до 25% стали на стык. Контактные поверхности упора и
кромки отверстия во фланце выравниваются стружкой, фрезерованием
или другими способами. Фланец изготавливается с использованием
шаблонов и кондукторов. Возможно изготовление фланца способом
стального литья, что более предпочтительно. Фланцы крепятся к
скошенным концам соединяемых элементов с помощью кондукторов.
Уменьшение болтовых усилий более, чем в два раза, во столько же
снижает моменты, изгибающие фланцы, а это позволяет принять для них
более тонкие листы, сокращая тем самым расход конструкционного
материала. Кроме того, на материалоемкость предлагаемого соединения
позитивно влияют возможные уменьшения диаметров стяжных болтов 4,
снижение их количества или комбинация первого или второго.
Теоретическое исследование напряжений в зонах узловых соединений
классическими методами теории упругости весьма затруднительно. Это
вызвано разнообразием конструкций узлов, особенностями внешнего
нагружения, а также крайне сложным взаимодействием элементов узла.
В связи с этим, расчет напряженно-деформированного состояния модели
узла стыка растянутых поясов ферм на косых фланцах выполняется МКЭ.
Для исследования напряженно деформированного состояния в образце был
проведен расчет в программном комплексе SCAD Комета 2, и построена
математическая модель. Расчет в Комете 2 основан на СНиП II-23-81,
результат расчета представлен на рисунке 2. Как видно из результатов
при расчетной нагрузке стенка колонны испытывает напряжения в 2,4
раза выше нормативного, также как и прочность сварки и фланца
нарушена. Как можно заметить, в СНиПе заложены слишком высокие
коэффициенты запаса прочности. Если же верить ПК SCAD,
максимальная нагрузка на узел составляет 15 т/м, что меньше в два раза
рассчитанного по британским нормам

13.

Как можно заметить, результаты, полученные из разных источников,
отличаются. Однако решение, полученное в программном комплексе SCAD
наиболее точно описывает напряженное состояние в узле, ввиду того, что
имеется возможность детально описать контактное взаимодействие и
построить более структурированную сетку. Необходимо провести серию
испытаний фланцев различной толщины, проанализировав тенденцию
разрушения. Также следует доработать математическую модель на
основе натурных испытаний. После чего можно создать пособие по
проектированию фланцевых соединений.
Наиболее широко распространен метод контроля натяжения болта по
крутящему моменту. Для создания проектного усилия натяжения
высокопрочного болта Р, кН, необходимо приложить крутящий момент,
величина которого в Нм пропорциональна диаметру болта d, мм, и
определяется согласно СТП 006-97 [4] по эмпирической формуле М = kPd.
Коэффициент k, называемый коэффициентом закручивания, отражает
влияние многочисленных технологических факторов.
На соотношение между крутящим моментом и усилием в болте влияют
несколько основных факторов. Во-первых, шероховатость резьбовых
поверхностей гайки и болта, определяющая величину сил трения в резьбе
при закручивании. Во-вторых, геометрические параметры резьбы, еѐ шаг и
угол профиля. В-третьих, чистота соприкасающихся поверхностей шайбы
и головки болта или гайки в зависимости от того, какой элемент
вращается при натяжении соединения.
Существенное значение имеют механические свойства и химический
состав стали, из которой изготовлены болты, гайки и шайбы, наличие
антикоррозионного покрытия, а также на коэффициент закручивания
влияет и то, вращением какого элемента натягивается болтоконтакт.
СТП 006-97 установлено, что при закручивании соединения вращением
болта значение крутящего момента должно приниматься на 5 % больше,
чем при натяжении вращением гайки.
Воздействие этих многочисленных факторов невозможно определить
теоретически, и общей оценочной характеристикой их влияния является
устанавливаемый экспериментально коэффициент закручивания.
Для высокопрочных болтов, выпускаемых Воронежским, Улан-Удэнским и
Курганским мостовыми заводами по ГОСТ Р 52643... 52646-2006 значения

14.

Р и М для болтов различного диаметра приведены в табл. 2 СТП 006-97.
При этом коэффициент закручивания k принят равным 0,175.
В настоящее время для фрикционных соединений применяются метизы,
изготовленные в разных странах, на разных заводах, по разным
технологиям и стандартам. Допущены к использованию высокопрочные
метизы с антикоррозионным покрытием: кадмированием, цинкованием,
омеднением и другим. В этих условиях фактическое значение
коэффициента закручивания может существенно отличаться от
нормативных значений, и его необходимо контролировать для каждой
партии комплектуемых высокопрочных метизов при входном контроле на
строительной площадке по методике, приведѐнной в приложении Е ГОСТ
Р 52643 и в приложении А СТП 006-97. Допустимые значения
коэффициента закручивания в соответствии с требованиями п. 3.11 ГОСТ
Р 52643 должны быть в пределах 0,14-0,2 для метизов без защитного
покрытия и 0,11-0,2 - для метизов с покрытием. Погрешность оценки
коэффициента закручивания не должна превышать 0,01. Для определения
коэффициента закручивания используют испытательное оборудование,
позволяющее одновременно измерять приложенный к гайке крутящий
момент и возникающее в теле болта усилие натяжения с погрешностью,
не превышающей 1 %. При этом применяются измерительные приборы,
основанные на различных принципах регистрации контролируемых
характеристик. В качестве такого оборудования в настоящее время
используют динамометрические установки типа ДКП-1, УТБ-40, GVK-14m
и другие.
Для натяжения болтов на проектное усилие СТП 006-97 рекомендует
использовать гидравлические динамометрические ключи типа КЛЦ,
автоматически обеспечивающие требуемый крутящий момент с
погрешностью, не превышающей 4 %, посредством цепной передачи,
приводимой в движение гидроцилиндром.
Однако в настоящее время при строительстве транспортных
инженерных сооружений для натяжения высокопрочных болтов, как
правило, применяют ручные динамометрические ключи рычажного типа
КТР Курганского завода ММК с индикатором часового типа ИЧ 10. Их
использование приводит к значительным трудозатратам и физическим
перегрузкам рабочих в связи с необходимостью приложения силы от 500 до
800 Н к рукоятке ключа при создании проектной величины крутящего
момента в процессе сборки фрикционных соединений на болтах
диаметром 16-27 мм.

15.

Кроме того, процесс установки высокопрочных болтов ключами КТР
значительно удлиняется из-за необходимости постоянно каждые 4 ч
беспрерывной работы и не менее двух раз за смену контролировать
исправность ключей их тарировкой способом подвески контрольного груза.
Тарирование ключей КЛЦ проводится реже: непосредственно перед их
первым применением, после натяжения 1000 и 2000 болтов и затем
каждый раз после натяжения 5000 болтов либо в случае замены таких
составных элементов ключа, как гидроцилиндр или цепной барабан.
При использовании гидравлических ключей упрощается контроль величины
крутящего момента, который осуществляется по манометрам, а
специальный механизм в конструкции ключа предотвращает чрезмерное
натяжение болта.
Стоит отметить, что затяжка болтов должна происходить плавно, без
рывков. Это практически невозможно обеспечить, используя ручные
динамометрические ключи с длинной рукояткой, осложняющей затяжку
болтов при сборке металлоконструкций в стеснѐнных условиях.
Гидравлические ключи типа КЛЦ обеспечивают плавную затяжку
высокопрочных болтов в ограниченном пространстве благодаря меньшим
размерам и противомоментным упорам.
В настоящее время организация в мире разработаны различные
модификации гидравлических динамометрических ключей: серии SDW (2
SDW), SDU (05SDU, 10SDU, 20SDU), TS (TS-07, TS-1), TWH-N (TWH27N) и
других SDW.
Все модели имеют малогабаритное исполнение, предназначены для работы
в труднодоступных местах с ограниченным доступом и обеспечивают
снижение трудоѐмкости работ по устройству фрикционных соединений.
Для обеспечения требуемой точности измерений необходимо выполнять
тарировку оборудования.
Тарировку силоизмерительных устройств контроля натяжения болта в
динамометрических установках выполняют на разрывной испытательной
машине с построением тарировочного графика в координатах: усилие
натяжения болта в кН (тс) - показание динамометра.
Тарировку механических динамометрических ключей типа КМШ-1400 и
КПТР-150 производят с помощью грузов, подвешиваемых на свободном

16.

конце рукоятки горизонтально закреплѐнного ключа. По результатам
тарировки строится тарировочный график в коорди-натах: крутящий
момент в Нм - показания регистрирующего измерительного прибора
ключа.
Тарировать гидравлические динамометрические ключи типа КЛЦ-110,
КЛЦ-160 и других можно с использованием тарировочного устройства
типа УТ-1, конструкция и принцип работы которого описаны в СТП 00697, приложение К.
При использовании динамометрических ключей возникает проблема
прокручивания болтов при затяжке гаек, особенно обостряющаяся при
применении высокопрочного крепежа, изготовленного по ГОСТ Р 5264352646.
По данным «НИИ Мостов и дефектоскопии» установлено, что
закрученные гайковѐртом болты при дотягивании их динамометрическими
ключами до расчѐтного усилия прокручиваются в 50 % случаев. Причина
прокручивания заключается в недостаточной шероховатости
контактных поверхностей головки болта и шайбы, подкладываемой под
неѐ.
Инновационным решением проблемы контроля крутящего момента для
обеспечения нормативного усилия натяжения болтоконтакта является
новая конструкция высокопрочного болта с торцевым срезаемым
элементом. Геометрическая форма таких болтов отличается наличием
полукруглой головки и торцевого элемента с зубчатой поверхностью,
сопряжѐнного со стержнем болта кольцевой выточкой, глубина которой
калибрует площадь среза. Диаметр дна выточки составляет 70 %
номинального диаметра резьбы.
Высокопрочные болты с контролируемым напряжением Tension Control
Bolts (TCB) широко применяются в мире. Их производят в соответствии с
техническими требованиями EN 14399-1, с полем допуска резьбы для
болтов 6g и для гаек 6 Н по стандартам ISO 261, ISO 965-2, с классом
прочности 10.9 и механическими свойствами по стандарту EN ISO 898-1и
с предельными отклонениями размеров по стандарту EN 14399-10.
В ЦНИИПСК им. Мельникова пока разработаны только ТУ 128216202494680-2007. Метизы новой конструкции не производятся и не
применяются.

17.

Конструкция болта с гарантированным моментом затяжки резьбовых
соединений основана на связи механических свойств стали при
растяжении и срезе. Расчѐтное сопротивление стали при срезе
составляет 58 % от расчѐтного сопротивления при растяжении,
определѐнного по пределу текучести.
При вращении болта за торцевой элемент муфтой внутреннего захвата
ключа происходит закручивание гайки, удерживаемой муфтой наружного
захвата ключа. В момент достижения необходимого усилия натяжения
болта торцевой элемент срезается по сечению, имеющему строго
определѐнный расчѐтом диаметр.
Для сборки фрикционных соединений на высокопрочных метизах с
контролем натяжения по срезу торцевого элемента применяют ключи
специальной конструкции.
Применение болтов с контролируемым натяжением срезом торцевого
элемента увеличит производительность работ по сборке фрикционных
соединений.
Устойчивая связь между прочностью стали на срез и на растяжение Rs =
0,58Ry позволяет сделать вывод о надѐжности такого способа
натяжения высокопрочных болтов для опор трубопроводов.
Такая технология натяжения болтов может исключить трудоѐмкую и
непроизводительную операцию тарировки динамометрических ключей,
необходимость в которой вообще исчезает.
Конструкция ключей для установки болтов с контролем натяжения по
срезу торцевого элемента не создаѐт внешнего крутящего момента в
процессе натяжения. В результате ключи не требуют упоров и имеют
небольшие размеры.
Механизм ключей обеспечивает плавное закручивание вращением болта до
момента среза концевого элемента, соответствующего достижению
проектного усилия натяжения болта. При этом сборку фрикционных
соединений можно производить с одной стороны конструкции.
Головку болта можно делать не шестигранной, а округлой, что упростит
форму штампов для ее формирования в процессе изготовления болтов и
устранит различие во внешнем виде болтового и заклепочного соединения.
Применение болтов новой конструкции значительно снизит трудоѐмкость
операции устройства фрикционных соединений, сделает еѐ технологичной
и высокопроизводительной.
Фрикционные или сдвигоустойчивые соединения — это соединения, в
которых внешние усилия воспринимаются вследствие сопротивления сил

18.

трения, возникающих по контактным плоскостям соединяемых элементов
от предварительного натяжения болтов. Натяжение болта должно
быть максимально большим, что достигается упрочнением стали, из
которой они изготовляются, путем термической обработки.
Применение высокопрочных болтов в фрикционных соединениях
существенно снизило трудоемкость монтажных соединений. Замена
сварных монтажных соединений промышленных зданий, мостов, кранов и
других решетчатых конструкций болтовыми соединениями повышает
надежность конструкций и обеспечивает снижение трудоемкости
монтажных соединений втрое.
Однако, сдвигоустойчивые соединения на высокопрочных болтах
наиболее трудоемки по сравнению с другими типами болтовых
соединений, а также сами высокопрочные болты имеют значительно
более высокую стоимость, чем обычные болты. Эти два фактора
накладывают ограничения на область применения фрикционных
соединений.
Сдвигоустойчивые соединения на высокопрочных болтах рекомендуется
применять в условиях, при которых наиболее полно реализуются их
положительные свойства — высокая надежность при восприятии
различного рода вибрационных, циклических, знакопеременных нагрузок.
Поэтому, в настоящее время, проблема повышения эффективности
использования несущей способности высокопрочных болтов, поиска новых
конструктивных и технологических решений выполнения фрикционных
соединений является очень актуальной в сейсмоопасных районах.
С техническими решениями фрикционно-подвижных соединений
(ФПС) обеспечивающих многокаскадное демпфирование (латунная
шпилька, с пропиленным пазом, в который забит медный обожженный
клин, свинцовые шайбы, проходили лабораторные испытания) можно
ознакомиться: см.изобретения №№ 1143895, 1174616,1168755 SU,
4,094,111 US, TW 201400676 Restraintanti-windandantiseismicfrictiondampingdevice, 165076 RU «Опора сейсмостойкая» Мкл
E04H 9/02, Бюл.28, от 10.10. 2016 , СП 16.13330. 2011 ( СНиП II-23-81*),
п.14,3 -15.2.4, ТКТ 45-5.04-274-2012( 02250), п.10.3.2 -10.10.3 ,СН 471-75,
ОСТ 36-72-82, Руководство по проектированию, изготовлению и сборке
монтажа фланцевых соединений стропильных ферм с поясом из
широкополочных двутавров, Рекомендации по расчету, проектированию,
изготовлению и монтажу фланцевых соединений стальных
строительных конструкций, ЦНИПИ Проектстальконструкция, ОСТ 37.
001.050-73 «Затяжка резьбовых соединений», Руководство по креплению
технологического оборудования фундаментными болтами,

19.

ЦНИИПРОМЗДАНИЙ, альбом, серия 4.402-9 «Анкерные болты», вып.5,
ЛЕНГИПРОНЕФТЕХИМ, Инструкция по применению высокопрочных
болтов в эксплуатируемых мостах, ОСТ108. 275.80, ОСТ37. 001. 050-73,
ВСН 144-76, СТП 006-97, Инструкция по проектированию соединений на
высокопрочных болтах в стальных конструкциях мостов», Рабер Л.М.
(к.т.н.), Червинский А.Е. «Пути совершенствования технологии
выполнения и диагностики фрикционных соединений на высокопрочных
болтах» НМетАУ (Национальная металлургическая академия Украины,
Днепропетровск), ШИФР 2.130-6с.95 , вып. 0-1, 0-2, 0-3. (Строительный
Каталог ), «Направление развития фрикционных соединений. на
высокопрочных болтах» (НПЦ мостов г . СПб), д.т.н. Кабанов Е.Б,
к.т.н. Агеев В.С, инж. Дернов А.Н., Паушева Л.Ю, Шурыгин М.Н.
При испытаниях фрагментов косого антисейсмического фрикционнодемпфирующего компенсатора для соединения трубопроводов из
полиэтилена установок очистки хозяйственно-бытовых сточных вод КОС
«Гермес Групп» (ТУ 4859-022-69211495-2015), серийный выпуск,
предназначенных для сейсмоопасных районов с сейсмичностью до 9 баллов
с трубопроводами из полиэтилена использовалась заявка на изобретение :
«Антисейсмические виброизоляторы» (выполнены в виде латунного
фрикци -болта с пропиленным пазом , куда забивается стопорный
обожженный медный клин). Медный обожженный клин может быть
также установлен с двух сторон опоры сейсмостойкой.
Болты снабжены амортизирующими шайбами из свинца,
расположенными в отверстиях фланцев.
Гашение многокаскадного демпфирования или вибраций, действующих в
продольном направлении, осуществляется за счет сминания медного
обожженного клина, забитого в пропиленный паз шпильки.
Виброизоляция в поперечном направлении обеспечивается свинцовыми
шайбами, расположенными между цилиндрическими выступами. При
этом промежуток между выступами, должен быть больше амплитуды
колебаний вибрирующего трубчатого элемента, Для обеспечения более
надежной виброизоляции и сейсмозащиты трубопроводов в поперечном
направлении, можно установить медные втулки или гильзы ( на
чертеже не показаны), которые служат амортизирующими
дополнительными упругими элементами.
Упругие элементы одновременно повышают герметичность соединения
(может служить стальной трос ( на чертеже не показан)). .
Устройство работает следующим образом.

20.

В пропиленный паз латунной шпильки плотно забивается с одинаковым
усилием медный обожженный клин, который является амортизирующим
элементом при многокаскадном демпфировании, после чего производится
стягивание соединения гайками с контролируемым натяжением
Латунная шпилька с пропиленным пазом, располагается во фланцевом
соединении. Одновременно с уплотнением соединения она выполняет роль
упругого элемента, воспринимающего вибрационные и сейсмические
нагрузки. Между выступами устанавливаются также дополнительные
упругие свинцовые шайбы , повышающие надежность виброизоляции и
герметичность соединения в условиях повышенных вибронагрузок и
сейсмонагрузки и давления рабочей среды.
В процессе стягивания фланцы сдвигаются и сжимают медный
обожженный клин на строго определенную величину, обеспечивающую
рабочее состояние медного обожженного клина. Свинцовые шайбы
применяются с одинаковой жесткостью с двух сторон .
Материалы медного обожженного клина и медных обожженных втулок
выбираются исходя из условия, чтобы их жесткость соответствовала
расчетной, обеспечивающей надежную сейсмомозащиту и виброизоляцию
и герметичность фланцевого соединения трубопровода и шаровых
кранов.
Наличие дополнительных упругих свинцовых шайб ( на чертеже не
показаны) повышает герметичность соединения и надежность его
работы в тяжелых условиях вибронагрузок при многокаскадном
демпфировании.
Жесткость сейсмозащиты и виброизоляторов в виде латунного фрикци болта определяется исходя из частоты вынужденных колебаний
вибрирующего трубчатого элемента с учетом частоты собственных
колебаний всего соединения и согласно марки стали, латуни и меди.
Виброизоляция и сейсмоизоляция обеспечивается при условии, если
коэффициент динамичности фрикци -болта будет меньше единицы.
Фигуры к патенту на изобретение "Антисейсмическое фланцевое
фрикционо -подвижное соединение трубопроводов с косом
антисейсмическим фрикционно- демпфирующим компенсатором»

21.

ормула изобретения "Антисейсмическое фланцевое фрикционно подвижное соединение трубопроводов"
Антисейсмическое фланцевое фрикционно -подвижное соединение
(ФФПС) трубопроводов, содержащее амортизирующие крепежные
элементы, подпружиненные и энергопоглощающие со стороны одного или
двух из фланцев, отличающееся тем, что, с целью расширения области
использования соединения в сейсмоопасных районах амортизирующие
элементы выполнены в виде латунного фрикци-болта, с забитым в
пропиленный паз шпильки фрикци-болта (с одинаковым усилием) медным
обожженным клином, расположенным во фланцевом фрикционноподвижном соединении (ФФПС), при этом в латунную шпильку
устанавливается тонкая медная обожженная гильза - втулка, с
уплотнительными элементами выполненными в виде свинцовых тонких
шайб, установленных между цилиндрическими выступами фланцев, а
крепежные элементы подпружинены (для единичного использования), при
этом между скользящими поверхностями трубопровода прокладывается
винтовой трос (количество витков зависит от давления газа или нефти)
для исключения утечки газа или нефти.
Реферат
Техническое решение относится к области строительства магистральных
трубопроводов и предназначено для защиты шаровых кранов и
трубопровода от возможных вибрационных, сейсмических и взрывных
воздействий. Фрикци -болт выполненный из латунной шпильки с
пропиленным в ней пазом, с забитым в паз шпильки медным обожженным
клином позволяет обеспечить надежное и быстрое погашение
сейсмической нагрузки при землетрясении, вибрационных воздействий от
железнодорожного и автомобильного транспорта и взрыве. Фрикци болт состоит из латунной шпильки с пропиленным пазом, с забитым в
паз шпильки медным обожженным клином, который жестко крепится
на фланцевом фрикционно- подвижном соединении (ФФПС), при этом на

22.

шпильку надевается медная , с-образная втулка. Кроме того, между
энергопоглощающим клином и втулкой устанавливаются свинцовые
шайбы с двух сторон (втулка и шайбы на чертеже не показаны).
Считаем важным выделить следующее – силы трения скользящих опор
стабилизируют трубопровод в горизонтальной плоскости, вес
трубопровода оказывает стабилизирующее воздействие в вертикальной
плоскости. Расчет критической силы следует проводить, сначала для
горизонтальной плоскости и затем - для вертикальной. При этом, если
обеспечивается устойчивость в горизонтальной плоскости, расчет
устойчивости в вертикальной плоскости проводить не требуется. Но если
трубопровод неустойчив в горизонтальной плоскости его следует
стабилизировать направляющими опорами и проверить на вертикальную
устойчивость. Такое разделение необходимо для снижения стоимости
направляющих опор, т.к. для стабилизации в горизонтальной
плоскости
достаточно
стандартных
скользящих
опор
с
направляющим элементом (например, уголки-бортики, приваренные к
опорной пластине), а для стабилизации в вертикальной плоскости
направляющая опора должна быть охватывающего типа.
Расчетная
схема
реального
горизонтального
трубопровода
стабилизируемого боковыми силами трения или веса трубопровода, не
может относиться к классической задаче устойчивости, а
рассматривается авторами как продольно-поперечный изгиб. Т.к. если
начальный прогиб отсутствует то и прогиб стабилизированного силами
трения трубопровода невозможен, но в то же время начальный прогиб
трубопровода определяет значение критического сжимающего усилия.
Решение сводится к нахождению осевого сжимающего усилия, момент, от
действия которого на начальный прогиб трубопровода превысит
стабилизирующий момент от действия боковых сил.
Схема 1.
На участке трубопровода установлен простой косой компенсатор с
защитным кожухом без направляющих опор, такую систему следует
рассматривать как стержень изгибаемый сосредоточенной силой,
приложенной к свободному концу. При такой схеме применения решающим
фактором будет являться не устойчивость системы, а жесткость

23.

трубопровода на изгиб. Система может находиться в равновесном
состоянии только в случае если сумма жесткости консольно
закрепленного трубопровода и косыми
компенсатора на сдвиг,
превышает боковые усилия косого о компенсатора при возможной
несоосности – т.е. может применяться при очень малой длине
трубопровода, большом моменте инерции сечения трубопровода
(большом диаметре) или низком внутреннем давлении трубопровода.
При появлении в системе небольшого эксцентриситета вектор распорного
усилия косого компенсатора, отклоняется от оси трубопровода и создает
боковое усилие, увеличивающее изгиб трубопровода и еще больше
отклоняющий вектор распорного усилия. Возникает замкнутый цикл.
Боковые силы такого рода не зависят от температурной деформации и
уравновесятся только при растяжении косого компенсатора (разрыв
многослойного компенсатора при давлениях не превышающем 1,5 Ру –
невозможен).
Рис. Изгиб трубопровода с косым компенсатором, установленном по
схеме 1. На рис изображен сдвиг косого компенсатора – крайне
неустойчивой и ненадежной конструкции для тепловых сетей.
НА приведенных выше фотографиях показаны два случая потери
устойчивости трубопровода – в первом случае участки трубопровода
слева и справа от косого компенсатора изгибаются разнонаправлено, во
втором случае – изгиб участков происходит в одном направлении.
F
Рис.6 Изгиб консольно закрепленного трубопровода распорным усилием,
отклоняющимся от оси трубопровода.
Система может находиться в равновесии в том случае, когда
суммарная жесткость трубопровода на изгиб и жесткость
компенсатора на сдвиг окажется больше, чем возникающее боковое

24.

отклоняющее усилие. При этом следует понимать, что при сдвиге
патрубка компенсатора на определенную величину угол отклонения
распорного усилия будет больше угла изгиба трубопровода
пропорционально длинам компенсатора и трубопровода.
Усилия изгиба трубопровода и усилия сдвига компенсатора линейно
изменяются по величине сдвига, в тоже время значение боковой силы от
осевого усилия косого компенсатора изменяется по синусоиде. Т.к.
графики исходят из начала координат, то можно прийти к заключению если при малых отклонениях сумма жесткости изгиба трубопровода и
сдвига косого компенсатора превышает боковую силу от осевого усилия
компенсатора при его изгибе, то это соотношение сохраниться и при
больших величинах отклонения
Вывод – указанная система будет сохранять равновесие. Для указанного
трубопровода критерий равновесия нарушится при длине трубопровода
равной = 12,836м.
В рассмотренном нами случае, при предельном заданном сдвиге – не более
10 мм, на конец трубопровода с косым компенсатором может
прилагаться внешнее боковое усилие всего 935 кгс, чего может оказаться
недостаточно. При большей величине внешнего бокового усилия – сдвиг
превысит заданный предел.
Если же косой компенсатор установлен посередине участка то длина
изгибаемых участков трубопроводов составит половину длины начального
участка, а суммарная величина сдвига компенсатора соответственно
составит удвоенное значение прогибов трубопроводов.
Внимание! Выше приведен расчет равновесия системы в качестве
обучающей информации! Следует понимать что, сдвиг косого
компенсатора на значительную величину - многократно снижает
ресурс компенсатора. Критерий равновесия должен превышать
величину боковой силы от косого компенсатора при заданном сдвиге, с
учетом возможных внешних боковых усилий. Т.е. критерий равновесия
должен препятствовать возможным воздействиям и сдвигу
компенсатора свыше допустимого значения. Сдвиг задается исходя из
назначенной наработки косого компенсатора.
Схема 2

25.

На участке трубопровода установлен простой косой компенсатор (КК) с
усиленным защитным кожухом, с каждой стороны от которого
установлены две направляющие опоры. Первая на расстоянии – 2-4Ду,
вторая на расстоянии 14Ду. Установка направляющих опор на таком
малом расстоянии друг от друга, позволяет определить сжимаемый конец
трубопровода с косом компенсатором на фрикционно –подвижных
соединениях (ФПС), как крепление, допускающее только продольное
перемещение, и не допускающее поворота конца трубопровода.
Направляющие опоры в этом случае должны воспринимать только
боковое усилие. Вообще можно обойтись и одной направляющей опорой, но
она в таком случае должна также допускать только продольное
перемещение и не допускать поворота трубопровода. Строительство
такой опоры существенно дороже и сложнее чем
две опоры,
установленные на расстоянии 10-12Ду друг от друга.
Fp
Fж
2Ду
l
10-12Ду
=
10-12Ду
Рис 7. Расчетная схема 2.Простой косого компенсатор на фрикционноподвижных соедиениях с двумя парами направляющих опор. Вес
трубопровода, скользящие опоры и силы трения не показаны.
a1q
P
a2q
a1q
a2q
a1q
a2q
a1q
a2q
a1q
a2q
a1q
a2q
a1q
a2q
a1q
a2q
a1q
a2q
a1q
a2q
a1q
a2q
a1q
a2q
l
Рис. 8. Стабилизирующее действие поперечных сил трения и
дополнительной осевой нагрузки от продольных сил трения
Рассмотрим изгибаемый участок трубопровода длиной l от мертвой
опоры, до дальней от косого компенсатора направляющей опоры. На
трубопровод действуют продольные силы трения с коэф. a2. Изгибу

26.

трубопровода препятствуют силы трения перпендикулярные оси
трубопровода с коэф. a1 – рис 8. Наиболее нагруженному состоянию
соответствует состояние теплового расширения трубопровода, когда
трубопровод «отталкивается» от мертвой опоры преодолевая
продольную реакцию трения и сжимающее усилие компенсатора.
Критическая длина имеет следующий физический смысл: - если общая
длина участка превышает критическую длину, то участок длиной lк
теряет устойчивость при минимальном значении сжимающего усилия
независимо от остальной части участка – рис.10. Участок трубопровода
не теряющий устойчивость оказывает сжимающее воздействие от
реакции трения на участок теряющий устойчивость. Очевидно, что
неустойчивым будет участок, граничащий с мертвой опорой – как
наиболее нагруженный.
Также следует обратить внимание на то, что заданный начальный изгиб
трубопровода будет относиться в таком случае к критическому участку,
а не к участку вообще.
lк
P
l
Рис 10. Потеря усточивости трубопровода при длине, превышающей
критическу. Продольные и боковые реакции трения условно не показаны.
Порядок расчета.
По формуле (11) рассчитывается критическая длина участка.
Если длина имеющегося участка меньше критической длины, то по
формуле (10) определяется значения критического сжимающего усилия
для имеющейся длины участка.
Если длина имеющегося участка больше критической длины, то по
формуле (10) определяется значения минимального критического
сжимающего усилия для участка с длиной lk.
Рассчитываются
значения
сжимающего
усилия
от
косого
компенсатора и силы трения от устойчивой части трубопровода (если
длина трубопровода превышает критическую).
Сравниваются значения критического усилия и суммарного
сжимающего усилия от косого о компенсатора на фрикционноподвижных соединениях (ФПС) и сил трения устойчивой части
трубопровода.

27.

Если действующее сжимающее усилие меньше критического значения –
трубопровод устойчив, если сжимающее усилие больше критического
значения – трубопровод неустойчив и требует стабилизации
установкой дополнительных направляющих опор.
Схема 3
На участке между двумя неподвижными опорами установлено косого
компенсатора , направляющие опоры не установлены. Расчетная схема
участка рассматривается как сжимаемый стержень один конец,
которого закреплен консольно, а второй допускает только продольное
перемещение.
Fp
Fp
Fж
Fж
l
Рис. 11. Схема трубопровода с косом компенсатором на фрикционоподвижных соединениях направляющих опор. Косой компенсатор (КК на
ФПС) может быть установлен в любом месте трубопровода.
Боковых отклоняющих усилий косого компенсатора на трубопровод не
оказывает т.к. изгиб косого компенсатора
внутри устройства
невозможен, равно как и изгиб самого устройства.
И схема и расчет - аналогичны расчету по схеме 2, с той лишь разницей,
что за общую длину участка принимается теперь расстояние между
мертвыми опорами, кроме того местоположение компенсатора также
влияет на Pкр, т.к. при размещении косого компенсатора посередине
участка силы трения в продольном направлении для каждого из
полуучастков уменьшаются в два раза. Для простоты, расчет ведут по
наиболее нагруженному режиму – когда косой компенсатор установлено у
одной из мертвых опор.
ВНИМАНИЕ! По схеме 3 без направляющих опор могут
устанавливаться только косые компенсаторы по проф дтн ПГУПС
Уздиан А М по изобретениям №№ 1143895, 11688755, 1174616, 165076
«Опора сейсмостойкая», 2010136746 «Способ защиты зданий и
сооружений при взрыве» .

28.

Влияние несоосности направляющих опор, требования к направляющим
опорам, способы стабилизации трубопровода, а также отличия между
косым компенсатором в вертикальном направлении со сдвигом и в
горизонтальном направлении со сдвигом ( по линии нагрузки грунта) с
усиленным защитным кожухом авторы рассмотрят в следующем номере.
Использование материалов статьи, результатов и способов расчетов в
нормативно-технических документах, технических условиях и т.п.
допускается только с письменного согласия авторского коллектива и с
обязательной ссылкой на авторов из СПб ГАСУ .
НАПРАВЛЕНИЯ РАЗВИТИЯ ФРИКЦИОННЫХ СОЕДИНЕНИЙ НА
ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ
д.т.н. Кабанов Е.Б., к.т.н. Агеев В.С., инж. Дерновой А.Н., Паушева Л.Ю., Шурыгина
М.П.
(Научно-производственный центр мостов, г. Санкт-Петербург)
Любые научные исследования входят в ежедневную практику строительства, лишь
найдя отражение в нормативно-технической документации. Просматривая проекты
отраслевых документов, проходящих в настоящее время актуализацию, трудно
отделаться от мысли, что технологии устройства фрикционных соединений на
высокопрочных болтах в мостостроении в нашей стране застыли на рубеже начала 80х годов. Выпускаемые нормативные документы по-прежнему лишь закрепляют
существующие традиции, и не создают условия для дальнейшего развития.
Вместе с тем, остались не замеченными перспективные разработки, которые
объединяют общим понятием «технологии комплексной защиты металлоконструкций
от коррозии». Идея ее проста - все работы по обеспечению требуемых проектом
технологических характеристик деталей соединения и их длительную защиту от
коррозии выполняют на заводах, а на строительной площадке лишь собирать
соединение и окрашивают конструкции без предварительной подготовки. Многие
научные идеи прошли стадию исследований и уже готовы сделать строительное
производство вполне индустриальным и экономичным.
Сумма имеющихся сегодня технологий может существенно повлиять на подходы к
проектированию и устройству болтовых соединений. Незначительные изменения,
следуя «эффекту бабочки», открывают неожиданные и неограниченные перспективы.
Присмотримся к ним.
Принятие ГОСТ Р 52643-2006 - ГОСТ Р 52646-2006 закрепило для практического
применения использование высокопрочного крепежа с защитными покрытиями.
Сняты ограничения по области применения высокопрочного крепежа. Мы вспомнили,
что экономическая география планеты не ограничивается умеренным и холодным
климатом территории нашей страны. Мы шагнули в морские проливы и можем
строить в тропическом климате, по-прежнему должны монтировать конструкции в
цехах с крайне агрессивной производственной атмосферой.
Одной из технологий защиты высокопрочного крепежа является применение
комплексного покрытия на основе термически отверждаемой композиции Dacromet.
Покрытие обеспечило хорошую защиту от коррозии болтокомплекта, исключило

29.

необходимость подготовки болтов на строительной площадке и оказалось
совместимым с эпоксидными и полиуретановыми лакокрасочными материалами. Это
открыло возможность окрашивать болтовые соединения без их предварительной
абразивоструйной очистки, т.е. исключило еще одну операцию.
Кроме эффективной антикоррозионной защиты, использование композиции Dacromet позволило снизить величину и добиться стабилизации коэффициента
закручивания - основной технологической характеристики высокопрочного крепежа,
определяющей несущую способность и надежность болтового соединения, а также
трудоемкость затяжки болтов. Коэффициент закручивания снижен в 1,32 раза (с 0,185
для болтов с черной оксидной пленкой до 0,125), что пропорционально снижает
величину крутящего момента. Это, бесспорно, повышает качество операции затяжки
болтов, поскольку меньшее усилие рабочий прикладывает без рывков и,
следовательно, с большей точностью.
В адрес покрытия Dacromet высказывались опасения в том, что из-за низкого
коэффициента трения со временем происходит ослабление затяжки. Поводом явились
результаты проверки на некоторых объектах затяжки болтов спустя длительное время
после сборки соединения, при которых гайка легко страгивалась ключом, и не всегда
момент страгивания был больше проектного. Независимые исследования двух
научных организаций опровергли это ошибочное мнение. По данным мониторинга за
величиной затяжки болтов в пролетных строениях моста на главном ходу
железнодорожной линии Москва - Санкт-Петербург, в течение одного года ослабление
затяжки болтов не произошло, несмотря на вибрационное воздействие поездов. Наши
исследования выявили изменение коэффициента закручивания на 7...10% в каждую
сторону от среднестатистического значения, а значит и момента страгивания гайки,
при изменении температуры от минус 30°С до 30°С. При этом усилие натяжения болта
остается неизменным.
Таким образом, для потребителей оказалось непривычным то, что резьбовые
соединения с покрытием Dacromet сохраняют длительное время разборность, и при
этом не меняется усилие натяжения в болтах. Также при оценке результатов
испытаний спорной следует считать уверенность, что затяжка болтов на мостах
аккуратно выполняется и тщательно контролируется.
Второй технологией защиты высокопрочного крепежа от коррозии является
термодиффузионное цинкование (ТДЦ покрытия). К сожалению, многократные
попытки получить нормативное значение коэффициента закручивания
болтокомплектов с ТДЦ покрытием (Кзакр = 0,11 - 0,20) оказались неудачными.
Попытка решить эту проблему за счет снижения точности болтов за счет расширения
поля допуска до 8g (см. ГОСТ Р 53644-2010) нарушает нормативные требования к
точности резьбы. Предложенное произ
водителями промасливание ТДЦ покрытия снизило коэффициент закручивания до
Кзакр = 0,17...0,18. Однако такое решение сделало защитное покрытие крепежных
изделий непригодным для дальнейшего окрашивания, поскольку удалить масло из
пористого диффузионного слоя перед окраской и обеспечить требуемую адгезию
лакокрасочных материалов можно лишь путем абразивоструйной очистки крепежа до
чистого металла. Избежать бессмысленных затрат можно существенно улучшив
качество покрытия за счет повышения содержание цинка в интерметаллиде в
поверхностном слое ТДЦ покрытия. Второй путь - использование применяемых в
комплексном покрытии Dacromet лаков для стабилизации коэффициента

30.

закручивания, перспективность которого подтверждается нашими исследованиями
(рисунок 1).
100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0
0,11 0,12 0,13 0,14 0,15 0,16 0,17 0,18 0,19 0,2 0,21 0,22 0,23 0,24 0,25 0,26 0,27
Коэффициент ииф.учнвяння
?ТДЦ покрытие - (1)
-Дакромет \ лак - (3)
?ТДЦ покрытие \ лак - (2)
Рисунок 1 Влияние качества и состава защитных покрытий на коэффициент
закручивания
Таким образом, любой из рассмотренных выше способов защиты крепежа от
коррозии исключает необходимость его подготовки на стройплощадке. Понижение
коэффициента закручивания дает возможность широко применять крепеж М24 и М27,
используя тот же инструмент для затяжки. Использование этих размеров резьбы
раньше сдерживалось двумя причинами. Во-первых, из-за ограниченной
прокаливаемости стали 40Х, что не позволяло получить стабильные свойства при
диаметре резьбы более М22. Сегодня ГОСТ Р 52643-2006 разрешает производителям
крепежа использовать иные марки стали, не имеющие подобного технологического
ограничения, например, сталь 35ХМ и др., то
гда как ГОСТ Р 53664-2010 по-прежнему сдерживает развитие метизов для
мостостроения. Во-вторых, из-за отсутствия инструмента и необходимости
приложения больших физических усилий для затяжки болтов более высокими
крутящими моментами (для М24 крутящий момент на 28% выше, чем для М22, а для
М27 он выше уже на 86%, что превышает физические возможности рабочего при
работе рычажными ключами). Напомним, что защитное покрытие Dacromet снижает
коэффициент закручивания на 32%. Следовательно, при переходе на болты М24
величина крутящего момента останется прежней, и можно будет использовать для
затяжки болтов стандартные динамометрические ключи.
Поставленная цель будет достигнута, когда будут объединены усилия
производителей крепежа и лакокрасочных материалов для проведения ускоренных
климатических испытаний, чтобы можно было бы обосновано подтвердить Заказчику
гарантию долговечности комбинированного защитного покрытия (дуплекс-системы)
не менее 15 лет. После этого станет возможным производить окончательное
окрашивание конструкции без предварительной абразивной очистки поверхностей.
Такая работа уже ведется нашей организацией совместно с некоторыми
производителями.
Вторым важным направлением повышения заводской готовности элементов
фрикционных соединений является заводская консервация контактных поверхностей.
Целью консервации является защита от коррозии на период до начала монтажа, и
обеспечение заданных фрикционных характеристик поверхности на весь срок
эксплуатации конструкции. В своих исследованиях мы рассматривали два
направления - использование съемных и несъемных покрытий.
Идея окрашивания контактных поверхностей защитными цинкосдержащими
покрытиями прослеживается в нормативных документах, разработанных в 70-е годы.
Исследования различных организаций подтвердили возможность использования

31.

цинкосодер- жащих грунтовок на этилсиликатной основе в качестве фрикционнозащитных покрытий. Они обеспечивали коэффициент трения контактных
поверхностей не ниже Ктр = 0,58 (рисунок 2).
Коэффициент трения
-грунтовка ЦВЭС - (1)
-грунтовка INTERZINK 22 - (2)
-грунтовка HEMPEL GALVOSIL 15700 - (3)
Рисунок 2 График функции распределения коэффициента трения поверхностей с
защитнофрикционными покрытиями
Но, несмотря на удовлетворительные результаты испытаний, данное направление
пока не имеет большого числа сторонников. Причина в том, что все исследования,
начиная с 70-х годов по настоящее время, проведены на покрытиях, выдержанных
после нанесения в течение 7...20 суток в лабораторных условиях, без длительной
выдержки в эксплуатационных условиях. Следовательно, изменение фрикционных
характеристик поверхностей с несъемными покрытиями не исследовалось, а
характеристики принимались неизменно высокими. В действительности
долговечность цинкосодержащих этилсиликат- ных покрытий составляет не более
шести лет, что на порядок ниже срока эксплуатации болтового стыка. Поэтому
применение несъемных покрытий в мостах без исследования характера изменения
фрикционных характеристик во времени рискованно. В рамках научного
сопровождения работ по одному из строящихся объектов в нашей организации
разработана оригинальная методика подобных исследований. Но исследования были
приостановлены, вполне вероятно, из-за неверия строителей в подтверждение высоких
фрик
ционных характеристик лакокрасочного покрытия через столь длительное время
эксплуатации.
Еще одной проблемой при использовании несъемных фрикционно-защитных
покрытий является релаксация усилия натяжения в болтах за счет обмятия покрытия.
Исследования этого эффекта, выполненные нашей организацией, показали, что
величина снижения усилия натяжения в болтах, стягивающих многолистовой пакет,
достигает 10%. Это незначительно превышает значения релаксации, равные 6.. .8%,
полученные в НИИ мостов на болтах, затянутых на однолистовых образцах.
Расхождения незначительны, но требуют более детальных исследований с привязкой к
длине болтов.
Проекты актуализируемых нормативных документов по проектированию и
устройству соединений на высокопрочных болтах содержат обращения к несъемным
консерва- ционным покрытиям. Но по противоречивости приведенных в них данных о
влиянии толщины покрытия на коэффициент трения, а также по величине
коэффициента надежности, можно судить о недостаточности исследований, на
которые опирались авторы документов, и излишней торопливости внесения этой
технологии в нормативный документ.
Вполне очевидно, что несъемные лакокрасочные цинкнаполненные покрытия
уступают по прочности наполнителя клее-фрикционному покрытию с карборундовой
крошкой. Очевидно, нормативное значение коэффициента трения для несъемных

32.

покрытий не должно превышать расчетное значение этого показателя для клеефрикционного соединения. Его не следует принимать более Ктр = 0,5. Кроме того, в
величине коэффициента надежности для расчета несущей способности болтоконтакта
должно найти отражение влияние толщины покрытия, релаксации усилия в болтах изза неупругого обмятия покрытия в соединении, а также величина разброса значения
коэффициента трения поверхности, коэффициента закручивания для болтов и
прикладываемого крутящего момента.
Более подготовленным к внедрению направлением заводской консервации
контактных поверхностей является использование съемных покрытий, наносимых
после дробеструйной очистки конструкции перед окраской, и удаляемых
непосредственно перед сборкой соединения. Данный вид консервации, по нашему
мнению, более перспективен, поскольку после удаления покрытия несущая
способность соединения обеспечивается шероховатостью металла, а не более мягким
цинкнаполненным полимером.
В нашей организации разработана лакокрасочная композиция, обладающая
минимальной адгезией к шероховатой поверхности и обеспечивающая защиту от
коррозии не менее двух лет (рисунок 3). Покрытие удаляется в диапазоне температур
от 50°С до минус 40°С.
Рисунок 3 Удаление покрытия «Контакт» с поверхности испытаобразца
тельного
Эксперименты показали, что после удаления съемного покрытия коэффициент
трения поверхности практически не изменяется. На рисунке 4 видно, что
дробеструйная обработка поверхностей, выполненная на одном из петербургских
заводов мостовых конструкций, имеет коэффициент трения на 15% ниже
установленного норматива (Ктр = 0,49). После удаления съемного покрытия мы видим
неизменившуюся величину коэффициента трения, равную Ктр = 0,5, что вполне
приемлемо для практического применения.
0.4
0.45 0.5 0.55
Коэффициент трения
После дробеструйной очистки - (1) После консервации покрытием Контакт- (2)
0.6
Рисунок 4 График функции распределения коэффициента трения поверхности до и
после
консервации съемным покрытием «Контакт»
Оба направления использования консервационных материалов на контактных
поверхностях являются перспективными, несмотря на необходимость снижения
нормативного значения коэффициента трения до Ктр = 0,5. Как было показано ранее,
увеличения количества высокопрочных болтов в соединении можно избежать, перейдя
на болты М24, а при использовании болтов М27, их количество окажется меньшем.
Графики на рисунке 5 позволяют убедиться, что при снижении коэффициента трения
поверхности с 0,58 до 0,5 замена болтов М22 на равное количество болтов М24
обеспечивает ту же несущую способность одного болтоконтакта и всего соединения в

33.

целом. А при замене болтов М22 на болты М27 достигается уменьшение количества
болтов на 27,5%.
250 230
Коэффициент трення
М22 (1)
М24 (2)
М27 (3)
Рисунок 5 Зависимость несущей способности болтоконтакта от диаметра болта и от
коэффициента трения контактной поверхности
Металлоемкость при замене болтокомплектов М22 на больший диаметр несколько
увеличиться. Причем при переходе на болты М27 с учетом уменьшения болтов в
соединении, увеличение веса болтов возрастет на 15 - 16%, а для болтов М24 - на 35 36%.
Окраска мостовых конструкций на заводе несколькими слоями лакокрасочных
материалов уже стала привычной. Качество лакокрасочного покрытия повысилось, а
объем окрасочных работ на строительной площадке значительно снизился. Последней
незащищенной на заводе поверхностью остается наружная, «нерабочая» поверхность
стыковых накладок. Грунтование этих поверхностей на заводе в сочетании с
консервацией контактных поверхностей позволит обеспечить защиту 100% всей
площади металла элементов. Из полуфабриката стыковая накладка превращается в
изделие, не требующее абразивост- руйную очистку перед финишной окраской
пролетного строения.
Этим будет сделан завершающий штрих в технологии комплексной защиты
металлоконструкций. Заводская защита каждой детали болтового соединения от
коррозии вытесняет трудоемкие и зачастую некачественно выполняемые на
строительной площадке операции подготовки крепежа и поверхностей для сборки и
окрашивания. Это и будет
являться результатом суммы технологий, призванных сделать монтаж
металлоконструкций действительно индустриальным производством.

34.

35.

36.

37.

38.

39.

40.

41.

42.

43.

44.

45.

46.

47.

48.

49.

50.

51.

52.

53.

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

54.

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

55.

колебания здания.
4. Способ по п.3, отличающийся тем, что за счет новой конструкции
сдвигоустойчивого податливого соединения на шарнирных узлах и гибких
диафрагмах «сэндвич»-панели могут монтироваться как самонесущие без
стального каркаса для малоэтажных зданий и сооружений.
5. Способ по п.4, отличающийся тем, что система демпфирования и
фрикционности и поглощения сейсмической энергии может определить
величину горизонтального и вертикального перемещения «сэндвич»-панели
и определить ее несущую способность при землетрясении или взрыве
прямо на строительной площадке, пригрузив «сэндвич»-панель и создавая
расчетное перемещение по вертикали лебедкой с испытанием на сдвиг и
перемещение до землетрясения и аварийного взрыва прямо при монтаже
здания и сооружения.
6. Способ по п.5, отличающийся тем, что расчетные опасные
перемещения определяются, проверяются и затем испытываются на
программном комплексе ВК SCAD 7/31 r5, ABAQUS 6.9, MONOMAX 4.2,
ANSYS, PLAKSIS, STARK ES 2006, SoliddWorks 2008, Ing+2006, FondationPL
3d, SivilFem 10, STAAD.Pro, а затем на испытательном при объектном
строительном полигоне прямо на строительной площадке испытываются
фрагменты и узлы, и проверяются экспериментальным путем допустимые
расчетные перемещения строительных конструкций (стеновых «сэндвич»панелей, щитовых деревянных панелей, колонн, перекрытий, перегородок)
на возможные при аварийном взрыве и при землетрясении более 9 баллов
перемещение по методике разработанной испытательным центром ОО
«Сейсмофонд» - «Защита и безопасность городов».
Ссылка изобретения ЛСК Коваленко Теплант Самара
http://www1.fips.ru/fips_servl/fips_servlet
Патент изобретение ФИПС РОСПАТЕНТ Коваленко Александра
Ивановича и другие название изобретения СПОСОБ ЗАЩИТЫ ЗДАНИЯ
И СООРУЖЕНИЯ ПРИ ВЗРЫВЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ И ЛЕГКОСБРАСЫВАЕМЫХ СОЕДИНЕНИЙ,
ИСПОЛЬЗУЮЩИЕ СИСТЕМУ ДЕМПФИРОВАНИЯ ФРИКЦИОННОСТИ И СЕЙСМОИЗОЛЯЦИЮ ДЛЯ ПОГЛОЩЕНИЯ ВЗРЫВНОЙ И
СЕЙСМИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ

56.

57.

58.

59.

60.

61.

62.

63.

64.

65.

66.

67.

68.

ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТРЕНИЯ,
РАСЧЕТ И ТЕХНОЛОГИЯ ПРИМЕНЕНИЯ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
УЗДИН А.М., ЕЛИСЕЕВ О.Н., , НИКИТИН А.А., ПАВЛОВ В.Е., СИМКИН
А.Ю., КУЗНЕЦОВА И.О.
ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТРЕНИЯ,
РАСЧЕТ И ТЕХНОЛОГИЯ ПРИМЕНЕНИЯ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

69.

СОДЕРЖАНИЕ
1
Введение
3
2
Элементы теории трения и износа
6
3
Методика расчета одноболтовых ФПС
18
3.1 Исходные посылки для разработки методики расчета 18
ФПС
3.2 Общее
уравнение
для
определения
несущей 20
способности ФПС.
3.3 Решение общего уравнения для стыковых ФПС
21
3.4 Решение общего уравнения для нахлесточных ФПС
22
4
Анализ экспериментальных исследований работы 26
ФПС
5
Оценка
параметров
диаграммы
деформирования
многоболтовых фрикционно-подвижных соединений 31
(ФПС)
5.1 Общие положения методики расчета многоболтовых 31
ФПС
5.2 Построение уравнений деформирования стыковых 32
многоболтовых ФПС
5.3 Построение
уравнений
деформирования 38
нахлесточных многоболтовых ФПС
6
Рекомендации по технологии изготовления ФПС и
сооружений с такими соединениями
6.1 Материалы
болтов,
гаек,
шайб
42
и
покрытий
контактных поверхностей стальных деталей ФПС и 42
опорных поверхностей шайб
6.2 Конструктивные требования к соединениям
43

70.

6.3 Подготовка контактных поверхностей элементов
и методы контроля
6.4 Приготовление
грунтовки
45
и
нанесение
ВЖС
83-02-87.
протекторной
Требования
к 46
загрунтованной поверхности. Методы контроля
6.4. Основные требования по технике безопасности
1
при работе с грунтовкой ВЖС 83-02-87
6.4. Транспортировка
2
и
хранение
элементов
47
и
деталей, законсервированных грунтовкой ВЖС 49
83-02-87
6.5 Подготовка
и
нанесение
антифрикционного 49
покрытия на опорные поверхности шайб
6.6 Сборка ФПС
7
Список литературы
49
51

71.

1.ВВЕДЕНИЕ
Современный подход к проектированию сооружений, подверженных
экстремальным, в частности, сейсмическим нагрузкам исходит из
целенаправленного проектирования предельных состояний конструкций. В
литературе [1, 2, 11, 18] такой подход получил название проектирования
сооружений с заданными параметрами предельных состояний. Возможны
различные технические реализации отмеченного подхода. Во всех случаях в
конструкции создаются узлы, в которых от экстремальных нагрузок
могут возникать неупругие смещения элементов. Вследствие этих
смещений нормальная эксплуатация сооружения, как правило, нарушается,
однако
исключается
его
обрушение.
Эксплуатационные
качества
сооружения должны легко восстанавливаться после экстремальных
воздействий. Для обеспечения указанного принципа проектирования и были
предложены фрикционно-подвижные болтовые соединения.
Под фрикционно-подвижными соединениями (ФПС) понимаются
соединения
металлоконструкций
высокопрочными
болтами,
отличающиеся тем, что отверстия под болты в соединяемых деталях
выполнены
овальными
вдоль
направления
действия
экстремальных
нагрузок. При экстремальных нагрузках происходит взаимная сдвижка
соединяемых деталей на величину до 3-4 диаметров используемых
высокопрочных болтов. Работа таких соединений имеет целый ряд
особенностей и существенно влияет на поведение конструкции в целом.
При этом во многих случаях оказывается возможным снизить затраты на
усиление сооружения, подверженного сейсмическим и другим интенсивным
нагрузкам.
ФПС были предложены в НИИ мостов ЛИИЖТа в 1980 г. для
реализации принципа проектирования мостовых конструкций с заданными

72.

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

73.

Рис.1.1. Принципиальная схема фрикционно-подвижного
соединения
а) встык , б) внахлестку
1- соединяемые листы; 2 – высокопрочные болты;
3- шайба;4 – овальные отверстия; 5 – накладки.
Однако проектирование и расчет таких соединений вызвал серьезные
трудности. Первые испытания ФПС показали, что рассматриваемый
класс соединений не обеспечивает в общем случае стабильной работы
конструкции. В процессе подвижки возможна заклинка соединения,
оплавление контактных поверхностей соединяемых деталей и т.п. В ряде
случаев имели место обрывы головки болта. Отмеченные исследования
позволили
выявить
способы
обработки
соединяемых
листов,
обеспечивающих стабильную работу ФПС. В частности, установлена
недопустимость использования для ФПС пескоструйной обработки
листов пакета, рекомендованы использование обжига листов, нанесение
на них специальных мастик или напыление мягких металлов. Эти
исследования показали, что расчету и проектированию сооружений

74.

должны предшествовать детальные исследования самих соединений.
Однако, до настоящего времени в литературе нет еще систематического
изложения общей теории ФПС даже для одноболтового соединения,
отсутствует теория работы многоболтовых ФПС. Сложившаяся
ситуация сдерживает внедрение прогрессивных соединений в практику
строительства.
В силу изложенного можно заключить, что ФПС весьма перспективны
для использования в сейсмостойком строительстве, однако, для этого
необходимо детально изложить, а в отдельных случаях и развить теорию
работы таких соединений, методику инженерного расчета самих ФПС и
сооружений с такими соединениями. Целью, предлагаемого пособия
является
систематическое
изложение
теории
работы
ФПС
и
практических методов их расчета. В пособии приводится также и
технология монтажа ФПС.
2.ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТРЕНИЯ И ИЗНОСА
Развитие науки и техники в последние десятилетия показало, что
надежные и долговечные машины, оборудование и приборы могут быть
созданы только при удачном решении теоретических и прикладных задач
сухого и вязкого трения, смазки и износа, т.е. задач трибологии и
триботехники.
Трибология – наука о трении и процессах, сопровождающих трение
(трибос
–
трение,
логос
–
наука).
Трибология
охватывает
экспериментально-теоретические результаты исследований физических
(механических,
электрических,
магнитных,
тепловых),
биологических и других явлений, связанных с трением.
химических,

75.

Триботехника – это система знаний о практическом применении
трибологии
при
проектировании,
изготовлении
и
эксплуатации
трибологических систем.
С трением связан износ соприкасающихся тел – разрушение
поверхностных слоев деталей подвижных соединений, в т.ч. при резьбовых
соединениях. Качество соединения определяется внешним трением в
витках резьбы и в торце гайки и головки болта (винта) с соприкасающейся
деталью или шайбой. Основная характеристика крепежного резьбового
соединения – усилие затяжки болта (гайки), - зависит от значения и
стабильности моментов сил трения сцепления, возникающих при
завинчивании. Момент сил сопротивления затяжке содержит две
составляющих: одна обусловлена молекулярным воздействием в зоне
фактического касания тел, вторая – деформированием тончайших
поверхностей
слоев
контактирующими
микронеровностями
взаимодействующих деталей.
Расчет
этих
содержащим
ряд
экспериментальных
составляющих
коэффициентов,
исследований.
осуществляется
установленных
Сведения
об
по
формулам,
в
результате
этих
формулах
содержатся в Справочниках «Трение, изнашивание и смазка» [22](в двух
томах) и «Полимеры в узлах трения машин и приборах» [13], изданных в
1978-1980 г.г. издательством «Машиностроение». Эти Справочники не
потеряли своей актуальности и научной обоснованности и в настоящее
время. Полезный для практического использования материал содержится
также в монографии Геккера Ф.Р. [5].
Сухое трение. Законы сухого трения
1. Основные понятия: сухое и вязкое трение; внешнее и внутреннее
трение, пограничное трение; виды сухого трения.

76.

Трение – физическое явление, возникающее при относительном
движении соприкасающихся газообразных, жидких и твердых тел и
вызывающее сопротивление движению тел или переходу из состояния
покоя в движение относительно конкретной системы отсчета.
Существует два вида трения: сухое и вязкое.
Сухое трение возникает при соприкосновении твердых тел.
Вязкое трение возникает при движении в жидкой или газообразной
среде, а также при наличии смазки в области механического контакта
твердых тел.
При учете трения (сухого или вязкого) различают внешнее трение и
внутренне трение.
Внешнее трение возникает при относительном перемещении двух тел,
находящихся в соприкосновении, при этом сила сопротивления движению
зависит от взаимодействия внешних поверхностей тел и не зависит от
состояния внутренних частей каждого тела. При внешнем трении переход
части механической энергии во внутреннюю энергию тел происходит
только вдоль поверхности раздела взаимодействующих тел.
Внутреннее трение возникает при относительном перемещении
частиц одного и того же тела (твердого, жидкого или газообразного).
Например, внутреннее трение возникает при изгибе металлической
пластины или проволоки, при движении жидкости в трубе (слой
жидкости, соприкасающийся со стенкой трубы, неподвижен, другие слои
движутся с разными скоростями и между ними возникает трение). При
внутреннем трении часть механической энергии переходит во внутреннюю
энергию тела.
Внешнее трение в чистом виде возникает только в случае
соприкосновения твердых тел без смазочной прослойки между ними
(идеальный случай). Если толщина смазки 0,1 мм и более, механизм трения

77.

не отличается от механизма внутреннего трения в жидкости. Если
толщина смазки менее 0,1 мм, то трение называют пограничным (или
граничным). В этом случае учет трения ведется либо с позиций сухого
трения, либо с точки зрения вязкого трения (это зависит от требуемой
точности результата).
В истории развития понятий о трении первоначально было получено
представление о внешнем трении. Понятие о внутреннем трении введено в
науку в 1867 г. английским физиком, механиком и математиком Уильямом
Томсоном (лордом Кельвиным).1)
Законы сухого трения
Сухое трение впервые наиболее полно изучал Леонардо да Винчи (14521519). В 1519 г. он сформулировал закон трения: сила трения, возникающая
при контакте тела с поверхностью другого тела, пропорциональна
нагрузке
(силе
прижатия
тел),
при
этом
коэффициент
пропорциональности – величина постоянная и равна 0,25:
F 0 ,25 N .
Через 180 лет модель Леонарда да Винчи была переоткрыта
французским механиком и физиком Гийомом Амонтоном2), который ввел в
науку понятие коэффициента трения как французской константы и
предложил формулу силы трения скольжения:
F f N.
1)
[Томсон (1824-1907) в 10-летнем возрасте был принят в университет в Глазго, после обучения
в котором перешел в Кембриджский университет и закончил его в 21 год; в 22 года он стал
профессором математики. В 1896 г. Томсон был избран почетным членом Петербургской академии
наук, а в 1851 г. (в 27 лет) он стал членом Лондонского королевского общества и 5 лет был его
президентом].
2)
Г.Амонтон (1663-1705) – член Французской академии наук с 1699 г.

78.

Кроме того, Амонтон (он изучал равномерное движение тела по
наклонной плоскости) впервые предложил формулу:
f tg
,
где f – коэффициент трения; - угол наклона плоскости к горизонту;
В 1750 г. Леонард Эйлер (1707-1783), придерживаясь закона трения
Леонарда да Винчи – Амонтона:
F f N,
впервые получил формулу для случая прямолинейного равноускоренного
движения тела по наклонной плоскости:
f tg
2S
g t cos 2
2
,
где t – промежуток времени движения тела по плоскости на участке
длиной S;
g – ускорение свободно падающего тела.
Окончательную формулировку законов сухого трения дал в 1781 г.
Шарль Кулон3)
Эти законы используются до сих пор, хотя и были дополнены
результатами работ ученых XIX и XX веков, которые более полно
раскрыли понятия силы трения покоя (силы сцепления) и силы трения
скольжения, а также понятия о трении качения и трении верчения.
Многие десятилетия XX века ученые пытались модернизировать
законы Кулона, учитывая все новые и новые результаты физикохимических исследований явления трения. Из этих исследований наиболее
важными являются исследования природы трения.
Кратко о природе сухого трения можно сказать следующее.
Поверхность любого твердого тела обладает микронеровностями,
шероховатостью [шероховатость поверхности оценивается «классом
3) Ш.Кулон (1736-1806) – французский инженер, физик и механик, член Французской академии наук

79.

шероховатости» (14 классов) – характеристикой качества обработки
поверхности:
среднеарифметическим
отклонением
профиля
микронеровностей от средней линии и высотой неровностей].
Сопротивление сдвигу вершин микронеровностей в зоне контакта тел
– источник трения. К этому добавляются силы молекулярного сцепления
между
частицами,
принадлежащими
разным
телам,
вызывающим
прилипание поверхностей (адгезию) тел.
Работа
внешней
силы, приложенной
к телу, преодолевающей
молекулярное сцепление и деформирующей микронеровности, определяет
механическую энергию тела, которая затрачивается частично на
деформацию (или даже разрушение) микронеровностей, частично на
нагревание трущихся тел (превращается в тепловую энергию), частично
на звуковые эффекты – скрип, шум, потрескивание и т.п. (превращается в
акустическую энергию).
В последние годы обнаружено влияние трения на электрическое и
электромагнитное поля молекул и атомов соприкасающихся тел.
Для решения большинства задач классической механики, в которых
надо учесть сухое трение, достаточно использовать те законы сухого
трения, которые открыты Кулоном.
В современной формулировке законы сухого трения (законы Кулона)
даются в следующем виде:
В случае изотропного трения сила трения скольжения тела А по
поверхности тела В всегда направлена в сторону, противоположную
скорости тела А относительно тела В, а сила сцепления (трения покоя)
направлена в сторону, противоположную возможной скорости (рис.2.1, а
и б).
Примечание. В случае анизотропного трения линия действия силы
трения скольжения не совпадает с линией действия вектора скорости.

80.

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

81.

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

82.

v КР
- критическое значение скорости, после которого происходит
незначительный рост (на 5-7 %) коэффициента трения скольжения.
Впервые этот эффект установил в 1902 г. немецкий ученый Штрибек
(этот эффект впоследствии был подтвержден исследованиями других
ученых).
Российский ученый Б.В.Дерягин, доказывая, что законы Кулона, в
основном, справедливы, на основе адгезионной теории трения предложил
новую формулу для определения силы трения скольжения (модернизировав
предложенную Кулоном формулу):
FСК fСК N S p0 .
[У Кулона:
FСК fСК N А ,
где величина А не раскрыта].
В формуле Дерягина: S – истинная площадь соприкосновения тел
(контактная площадь),
р0
- удельная (на единицу площади) сила прилипания
или сцепления, которое надо преодолеть для отрыва одной поверхности
от другой.
Дерягин также показал, что коэффициент трения скольжения
зависит от нагрузки N (при соизмеримости сил N и
S p0
) -
fСК ( N ) ,
причем при увеличении N он уменьшается (бугорки микронеровностей
деформируются и сглаживаются, поверхности тел становятся менее
шероховатыми). Однако, эта зависимость учитывается только в очень
тонких экспериментах при решении задач особого рода.
Во многих случаях
S p0 N ,
поэтому в задачах классической механики,
в которых следует учесть силу сухого трения, пользуются, в основном,
законом Кулона, а значения коэффициента трения скольжения и
коэффициента сцепления определяют по таблице из справочников физики
(эта таблица содержит значения коэффициентов, установленных еще в
1830-х
годах
французским
ученым
А.Мореном
(для
наиболее

83.

распространенных
материалов)
и
дополненных
более
поздними
экспериментальными данными. [Артур Морен (1795-1880) – французский
математик и механик, член Парижской академии наук, автор курса
прикладной механики в 3-х частях (1850 г.)].
В случае анизотропного сухого трения линия действия силы трения
скольжения составляет с прямой, по которой направлена скорость
материальной точки угол:
arctg
где
Fn
и
Fn
Fτ
,
Fτ
- проекции силы трения скольжения
FCK
на главную нормаль
и касательную к траектории материальной точки, при этом модуль
вектора FCK определяется формулой:
FCK Fn2 Fτ2
. (Значения
Fn
и
Fτ
определяются по методике Минкина-Доронина).
Трение качения
При качении одного тела по другому участки поверхности одного тела
кратковременно соприкасаются с различными участками поверхности
другого
тела,
в
результате
такого
контакта
тел
возникает
сопротивление качению.
В конце XIX и в первой половине XX века в разных странах мира были
проведены эксперименты по определению сопротивления качению колеса
вагона или локомотива по рельсу, а также сопротивления качению роликов
или шариков в подшипниках.
В
результате
экспериментального
изучения
этого
явления
установлено, что сопротивление качению (на примере колеса и рельса)
является следствием трех факторов:
1) вдавливание колеса в рельс вызывает деформацию наружного слоя
соприкасающихся тел (деформация требует затрат энергии);

84.

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

85.

Момент пары сил N , G называется моментом сопротивления
качению. Плечо пары сил «к» называется
коэффициентом трения качения. Он имеет
Fсопр
размерность длины.
Vс
Момент
C
сопротивления
качению
определяется формулой:
MC N k ,
Fсц
где N - реакция поверхности рельса,
N
равная вертикальной нагрузке на колесо с
учетом его веса.
Рис. 2.5
Колесо, катящееся по рельсу, испытывает сопротивление движению,
которое можно отразить силой сопротивления
Fсопр ,
приложенной к
центру колеса (рис.2.5), при этом: Fсопр R N k , где R – радиус колеса,
откуда
Fсопр N
k
N h,
R
где h – коэффициент сопротивления, безразмерная величина.
Эту формулу предложил Кулон. Так как множитель
h
k
R
во много раз
меньше коэффициента трения скольжения для тех же соприкасающихся
тел, то сила
Fсопр
на один-два порядка меньше силы трения скольжения.
(Это было известно еще в древности).
Впервые в технике машин это использовал Леонардо да Винчи. Он
изобрел роликовый и шариковый подшипники.
Если на рисунке дается картина сил с обозначением силы
N
Fсопр ,
то силу
показывают без смещения в сторону скорости (колесо и рельс
рассматриваются условно как абсолютно твердые тела).

86.

Повышение угловой скорости качения вызывает рост сопротивления
качению. Для колеса железнодорожного экипажа и рельса рост
сопротивления качению заметен после скорости колесной пары 100 км/час
и происходит по параболическому закону. Это объясняется деформациями
колес и гистерезисными потерями, что влияет на коэффициент трения
качения.
Трение верчения
Трение верчения возникает при вращении
тела, опирающегося на некоторую поверхность.
В этом случае следует рассматривать зону
Fск
Fск
r
О
контакта тел, в точках которой возникают
силы трения скольжения FСК (если контакт
Fск
происходит в одной точке, то трение верчения
отсутствует – идеальный случай) (рис.2.6).
Рис. 2.6.
А – зона контакта вращающегося тела, ось
вращения которого перпендикулярна к плоскости этой зоны. Силы трения
скольжения, если их привести к центру круга (при изотропном трении),
приводятся к паре сил сопротивления верчению, момент которой:
М сопр N f ск r ,
где r – средний радиус точек контакта тел;
f ск
- коэффициент трения скольжения (принятый одинаковым для
всех точек и во всех направлениях);
N – реакция опорной поверхности, равная силе давления на эту
поверхность.
Трение верчения наблюдается при вращении оси гироскопа (волчка) или
оси
стрелки
компаса
острием
и
опорной
плоскостью.
Момент

87.

сопротивления верчению стремятся уменьшить, используя для острия и
опоры агат, рубин, алмаз и другие хорошо отполированные очень прочные
материалы, для которых коэффициент трения скольжения менее 0,05, при
этом радиус круга опорной площадки достигает долей мм. (В наручных
часах, например, М сопр менее
5 10 5
мм).
Таблица коэффициентов трения скольжения и качения.
к (мм)
f ск
Сталь
по Шарик
стали……0,15
Сталь
из
стали
по
стали……0,01
по Мягкая
бронзе…..0,11
закаленной
сталь
по
мягкой
стали……………0,05
Железо по чугуну…0,19 Дерево
по
стали……………………………0,3-0,4
Сталь
по Резиновая
льду……..0,027
шина
по
грунтовой
дороге……10
Процессы износа контактных поверхностей при
трении
Молекулярное сцепление приводит к образованию связей между
трущимися парами. При сдвиге они разрушаются. Из-за шероховатости
поверхностей трения контактирование пар происходит площадками. На
площадках с небольшим давлением имеет место упругая, а с большим
давлением
-
пластическая
деформация.
Фактическая
площадь
соприкасания пар представляется суммой малых площадок. Размеры
площадок контакта достигают 30-50 мкм. При повышении нагрузки они

88.

растут и объединяются. В процессе разрушения контактных площадок
выделяется тепло, и могут происходить химические реакции.
Различают три группы износа: механический - в форме абразивного
износа, молекулярно-механический - в форме пластической деформации или
хрупкого разрушения и коррозийно-механический - в форме коррозийного и
окислительного износа. Активным фактором износа служит газовая
среда, порождающая окислительный износ. Образование окисной пленки
предохраняет пары трения от прямого контакта и схватывания.
Важным фактором является температурный режим пары трения.
Теплота обусловливает физико-химические процессы в слое трения,
переводящие связующие в жидкие фракции, действующие как смазка.
Металлокерамические материалы на железной основе способствуют
повышению коэффициента трения и износостойкости.
Важна быстрая приработка трущихся пар. Это приводит к
быстрому
локальному
износу
и
увеличению
контурной
площади
соприкосновения тел. При медленной приработке локальные температуры
приводят
к
нежелательным
местным
изменениям
фрикционного
материала. Попадание пыли, песка и других инородных частиц из
окружающей среды приводит к абразивному разрушению не только
контактируемого слоя, но и более глубоких слоев. Чрезмерное давление,
превышающее порог схватывания, приводит к разрушению окисной пленки,
местным вырывам материала с последующим, абразивным разрушением
поверхности трения.
Под нагруженностью фрикционной пары понимается совокупность
условий
эксплуатации:
давление
поверхностей
трения,
скорость
относительного скольжения пар, длительность одного цикла нагружения,
среднечасовое число нагружений, температура контактного слоя трения.

89.

Главные требования, предъявляемые к трущимся парам, включают
стабильность коэффициента трения, высокую износостойкость пары
трения, малые модуль упругости и твердость материала, низкий
коэффициент теплового расширения, стабильность физико-химического
состава и свойств поверхностного слоя, хорошая прирабатываемость
фрикционного
материала,
антикоррозийность,
достаточная
несхватываемость,
механическая
прочность,
теплостойкость
и
другие
фрикционные свойства.
Основные факторы нестабильности трения - нарушение технологии
изготовления фрикционных элементов; отклонения размеров отдельных
деталей, даже в пределах установленных допусков; несовершенство
конструктивного исполнения с большой чувствительностью к изменению
коэффициента трения.
Абразивный
износ
фрикционных
пар
подчиняется
следующим
закономерностям. Износ пропорционален пути трения s,
=ks s,
(2.1)
а интенсивность износа— скорости трения
k s v
(2.2)
Износ не зависит от скорости трения, а интенсивность износа на
единицу пути трения пропорциональна удельной нагрузке р,
kp p
s
(2.3)
Мера интенсивности износа рv не должна превосходить нормы,
определенной на практике (pv<С).
Энергетическая концепция износа состоит в следующем.
Для имеющихся закономерностей износа его величина представляется
интегральной функцией времени или пути трения

90.

t
s
k p pvdt k p pds .
0
(2.4)
0
В условиях кулонова трения, и в случае
kр = const, износ
пропорционален работе сил трения W
k w W
kp
f
s
W ; W Fds .
(2.5)
0
Здесь сила трения F=f N = f p ; где f – коэффициент трения, N – сила
нормального давления; - контурная площадь касания пар.
Работа сил трения W переходит в тепловую энергию трущихся пар E
и окружающей среды Q
W=Q+ E.
Работа сил кулонова трения при гармонических колебаниях s == а
sin t за период колебаний Т == 2л/ определяется силой трения F и
амплитудой колебаний а
W= 4F а.
(2.6)
3. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ОДНОБОЛТОВЫХ ФПС
3.1. Исходные посылки для разработки методики
расчета ФПС
Исходными посылками для разработки методики расчета ФПС
являются
нахлесточных
экспериментальные
соединений
особенности работы ФПС.
[13],
исследования
позволяющие
одноболтовых
вскрыть
основные

91.

Для выявления этих особенностей в НИИ мостов в 1990-1991 гг.
были выполнены экспериментальные исследования деформирования
нахлесточных соединений такого типа. Анализ полученных диаграмм
деформирования позволил выделить для них 3 характерных стадии
работы, показанных на рис. 3.1.
На первой стадии нагрузка Т не превышает несущей способности
соединения [Т], рассчитанной как для обычного соединения на
фрикционных высокопрочных болтах.
На второй стадии Т > [Т] и происходит преодоление сил трения по
контактным плоскостям соединяемых элементов при сохраняющих
неподвижность шайбах высокопрочных болтов. При этом за счет
деформации болтов в них растет сила натяжения, и как следствие
растут силы трения по всем плоскостям контактов.
На третьей стадии происходит
срыв с места одной из шайб и
дальнейшее взаимное смещение
соединяемых
элементов.
В
процессе подвижки наблюдается
интенсивный
износ
во
контактных
Рис.3.1. Характерная диаграмма деформирования
ФПС
1 – упругая работа ФПС;
2 – стадия проскальзывания листов ФПС при
заклиненных шайбах, характеризующаяся ростом
натяжения болта вследствие его изгибной деформации;
3 – стадия скольжения шайбы болта,
характеризующаяся интенсивным износом контактных
поверхностей.
всех
парах,
сопровождающийся
падением
натяжения
болтов
и,
следствие,
снижение
как
несущей
способности соединения.
В
процессе
наблюдались следующие случаи выхода из строя ФПС:
испытаний

92.

• значительные взаимные перемещения соединяемых деталей, в
результате которых болт упирается в край овального отверстия и в
конечном итоге срезается;
• отрыв головки болта вследствие малоцикловой усталости;
• значительные пластические деформации болта, приводящие к его
необратимому удлинению и исключению из работы при ―обратном
ходе" элементов соединения;
• значительный износ контактных поверхностей, приводящий к
ослаблению болта и падению несущей способности ФПС.
Отмеченные
результаты
экспериментальных
исследований
представляют двоякий интерес для описания работы ФПС. С одной
стороны для расчета усилий и перемещений в элементах сооружений с
ФПС важно задать диаграмму деформирования соединения. С другой
стороны необходимо определить возможность перехода ФПС в
предельное состояние.
Для описания диаграммы деформирования наиболее существенным
представляется факт интенсивного износа трущихся элементов
соединения, приводящий к падению сил натяжения болта и несущей
способности соединения. Этот эффект должен определять работу как
стыковых, так и нахлесточных ФПС. Для нахлесточных ФПС важным
является
и
дополнительный
рост
сил
натяжения
вследствие
деформации болта.
Для оценки возможности перехода соединения в предельное
состояние необходимы следующие проверки:
а) по предельному износу контактных поверхностей;
б) по прочности болта и соединяемых листов на смятие в случае
исчерпания зазора ФПС u0;

93.

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

94.

деформацией (на второй стадии деформирования нахлесточных
соединений) и износом трущихся поверхностей листов пакета при их
взаимном
смещении.
диаграммы
При
деформирования
этом
для
теоретического
воспользуемся
описания
классической
теорией
износа [5, 14, 23], согласно которой скорость износа V пропорциональна
силе нормального давления (натяжения болта) N:
V K N,
(3.1)
где К— коэффициент износа.
В свою очередь силу натяжения болта N можно представить в
виде:
N N0 a N1 N2
здесь
a
EF
l
N0 -
(3.2)
начальное -натяжение болта, а - жесткость болта;
, где l - длина болта, ЕF - его погонная жесткость,
N1 k f ( s ) -
увеличение
натяжения
болта
вследствие
его
деформации;
N2 ( s )
- падение натяжения болта вследствие его пластических
деформаций;
s - величина подвижки в соединении, - износ в соединении.
Для стыковых соединений обе добавки N1 N 2 0 .
Если пренебречь изменением скорости подвижки, то скорость V
можно представить в виде:
V
d d ds
V ср ,
dt
ds dt
(3.3)
где V ср — средняя скорость подвижки.
После подстановки (3.2) в (3.1) с учетом (3.3) получим уравнение:
k a k N0 к f ( s ) ( s ) ,
где
k K / Vср .
(3.4)

95.

Решение уравнения (3.4) можно представить в виде:
k N0 a
1
1 e
kas
k e ka( s z ) k f ( z ) ( z ) dz ,
s
0
или
s
0
k N0 a 1 e kas k k f ( z ) ( z ) ekazdz N0 a 1 .
(3.5)
3.3. Решение общего уравнения для стыковых ФПС
Для стыковых соединений общий интеграл (3.5) существенно
упрощается, так как в этом случае N 1 N 2 0 , и обращаются в 0
функции
f(z)
и
( z ) ,
входящие в (3.5). С учетом сказанного
использование интеграла. (3.5) позволяет получить следующую формулу
для определения величины износа
:
1 e kas k N0 a 1
(3.6)
Падение натяжения N при этом составит:
N 1 e kas k N0 ,
а
(3.7)
несущая
соединений
способность
определяется
по
формуле:
T T0 f N T0 f 1 e kas k N 0 a 1
T0 1 1 e kas k a 1 .
(3.8)
Рис.3.2.Падение несущей способности ФПС в
зависимости от величины подвижки для болта 24
мм при коэффициенте износа k=5 10-8Н-1 для
различной толщины листов пакета l
- l=20 мм; - l=30 мм; - l=40 мм; - l=50 мм;
- l=60 мм; - l=70 мм; - l=40 мм
Как
видно
из
полученной
формулы относительная несущая
способность соединения КТ =Т/Т0
определяется всего двумя параметрами - коэффициентом износа k и
жесткостью болта на растяжение а. Эти параметры могут быть

96.

заданы с достаточной точностью и необходимые для этого данные
имеются в справочной литературе.
На рис. 3.2 приведены зависимости КТ(s) для болта диаметром 24
мм и коэффициента износа k~5×10-8 H-1 при различных значениях
толщины пакета l, определяющей жесткость болта а. При этом для
наглядности несущая способность соединения Т отнесена к своему
начальному значению T0, т.е. графические зависимости представлены в
безразмерной форме. Как видно из рисунка, с ростом толщины пакета
падает влияние износа листов на несущую способность соединений. В
целом падение несущей способности
соединений весьма существенно и при
реальных величинах подвижки s
2 3см
составляет
соединений
- l=20 мм; - l=30 мм; - l=40 мм;
- l=50 мм; - l=60 мм; - l=70 мм; - l=80 мм
несущей
стыковых
80-94%.
существенно
Рис.3.3. Падение несущей способности ФПС в
зависимости от величины подвижки для болта
24 мм при коэффициенте износа k=3 10-8Н-1 для
различной толщины листов пакета l
для
на
Весьма
характер
способности
падений
соединения
сказывается коэффициент износа k.
На
рис.3.3
приведены
зависимости
несущей способности соединения от
величины подвижки s при k~3×10-8 H-1.
Исследования показывают, что при k > 2 10-7 Н-1 падение несущей
способности соединения превосходит 50%. Такое падение натяжения
должно приводить к существенному росту взаимных смещений
соединяемых деталей и это обстоятельство должно учитываться в
инженерных расчетах. Вместе с тем рассматриваемый эффект будет
приводить к снижению нагрузки, передаваемой соединением. Это
позволяет при использовании ФПС в качестве сейсмоизолирующего

97.

элемента конструкции рассчитывать усилия в ней, моделируя ФПС
демпфером сухого трения.
3.4. Решение общего уравнения для нахлесточных
ФПС
Для нахлесточных ФПС общее решение (3.5) определяется видом
функций f(s) и >(s).Функция f(s) зависит от удлинения болта
вследствие искривления его оси. Если принять для искривленной оси
аппроксимацию в виде:
u( x ) s sin
x
2l
(3.9)
,
где x — расстояние от середины болта до рассматриваемой точки
(рис. 3.3), то длина искривленной оси стержня составит:
1
L
2
1
1
2
1
2
du
1 dx
dx
1
1
s
2 2
2
2
cos
8l 2 1
2
x
2l
1
s 2 2
x
1 s
cos dx 1
cos
dx
2
4l
2l
2l
8
l
1
2
2
2
dx 1
2
2
s 2 2
.
8l
Удлинение болта при этом определится по формуле:
s 2 2
l L l
.
8l
Учитывая,
(3.10)
что
приближенность
представления
(3.9)
компенсируется коэффициентом k, который может быть определен из
экспериментальных данных, получим следующее представление для f(s):
2
f(s) s
l
.
Для дальнейшего необходимо учесть, что деформирование тела
болта будет иметь место лишь до момента срыва его головки, т.е. при

98.

s < s0. Для записи этого факта воспользуемся единичной функцией
Хевисайда :
s2
f ( s ) ( s s0 ).
l
(3.11)
Перейдем теперь к заданию функции (s). При этом необходимо
учесть следующие ее свойства:
1. пластика проявляется лишь при превышении подвижкой s
некоторой величины Sпл, т.е. при Sпл<s<S0.
2. предельное натяжение стержня не превосходит усилия Nт, при
котором напряжения в стержне достигнут предела текучести,
т.е.:
lim ( N0 кf ( s ) ( s )) 0 .
(3.12)
s
Указанным условиям удовлетворяет функция (s) следующего вида:
( s ) N пл ( NТ N пл ) ( 1 e q( s S пл ) ) 1 ( s s0 ) ( s S пл).
(3.13)
Подстановка выражений (3.11, 3.12) в интеграл (3.5) приводит к
следующим зависимостям износа листов пакета от перемещения s:
при s<Sпл
s
N0
k
2
2
( 1 e k1as ) s 2
s
1 e k1as
2
a
al
k1a
k1a
,
(3.14)
при Sпл< s<S0
( s ) I ( Sпл ) k1(
( S пл s )
e
e
),
NT
N N пл
1 ek1a( S пл s ) T
k1a
k1 a
(3.15)
k1a( S пл s )
при s<S0
( s ) II ( S0 )
N ( S0 )
( 1 e k 2 a( s S0 ) ).
a
Несущая
способность
соединения
(3.16)
определяется
при
выражением:
T T0 fv a .
(3.17)
этом

99.

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

100.

Рис. 3.4 Теоретическая диаграмма деформирования ФПС

101.

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

102.

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

103.

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

104.

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

105.

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

106.

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

107.

определения
параметров
соединения
для
каждой
из
подвижек
приведены в таблице 4.1.
Таблица 4.1
Результаты определения параметров ФПС
параметры k1106, k2 106,
N подвижки кН-1 кН-1
1
11
32
2
8
15
3
12
27
4
7
14
5
14
35
6
6
11
7
8
20
8
8
15
k ,
с/мм
0.25
0,24
0.44
0.42
0.1
0.2
0.2
0.3
S0 ,
мм
11
8
13.5
14.6
8
12
19
9
SПЛ
мм
9
7
11.2
12
4.2
9
16
2.5
q,
мм-1
0.00001
0.00044
0.00012
0.00011
0.0006
0.00002
0.00001
0.00028
f0
0.34
0.36
0.39
0.29
0.3
0.3
0.3
0.35
N0,
кН
105
152
125
193
370
120
106
154
к
260
90
230
130
310
100
130
75
Приведенные в таблице 4.1 результаты вычислений параметров
соединения
были
статистически
обработаны
и
получены
математические ожидания и среднеквадратичные отклонения для
каждого из параметров. Их значения приведены в таблице 4.2. Как
видно из приведенной таблицы, значения параметров характеризуются
значительным
разбросом.
Этот
факт
затрудняет
применение
одноболтовых ФПС с рассмотренной обработкой поверхности (обжиг
листов пакета).
Вместе с тем, переход от одноболтовых к
многоболтовым соединениям должен снижать разброс в параметрах
диаграммы деформирования.
Таблица. 4.2.
Результаты статистической обработки значений параметров
ФПС
Значения параметров
Параметр математическ среднеквадратично
ы
ое
е
6
1
соединения
k1 10 , КН9.25
2.76
ожидание
отклонение

108.

k2 106, кН-1
kv с/мм
S0, мм
Sпл , мм
q, мм-1
f0
Nо,кН
21.13
0.269
11.89
8.86
0.00019
0.329
165.6
165.6
9.06
0.115
3.78
4.32
0.00022
0.036
87.7
88.38
5. ОЦЕНКА ПАРАМЕТРОВ ДИАГРАММЫ
ДЕФОРМИРОВАНИЯ МНОГОБОЛТОВЫХ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ (ФПС)
5.1. Общие положения методики расчета
многоболтовых ФПС
Имеющиеся теоретические и экспериментальные исследования
одноболтовых ФПС позволяют перейти к анализу многоболтовых
соединений. Для упрощения задачи примем широко используемое в
исследованиях фрикционных болтовых соединений предположение о
том, что болты в соединении работают независимо. В этом случае
математическое ожидание несущей способности T и дисперсию DT
(или среднеквадратическое отклонение T ) можно записать в виде:
T( s )
DT
T ( s , 1 , 2 ,... k ) p1( 1 ) p2 ( 2 )... pk ( k )d 1d 2 ...d k
( T T )2 p1 p2 ... pk d 1d 2 ...d k
... T 2 p1 p2 ... pk d 1d 2 ...d k
(5.1)
(5.2)
T
2

109.

T DT
(5.3)
В приведенных формулах:
T ( s , 1 , 2 ,... k )
- найденная выше зависимость несущей способности T
от подвижки s и параметров соединения i; в нашем случае в качестве
параметров выступают коэффициент износа k, смещение при срыве
соединения S0 и др.
pi(ai) — функция плотности распределения i-го параметра; по
имеющимся данным нам известны лишь среднее значение i
и их
стандарт (дисперсия).
Для дальнейших исследований приняты два возможных закона
распределения параметров ФПС: равномерное в некотором возможном
диапазоне изменения параметров min i max и нормальное. Если
учесть,
что
в
предыдущих
исследованиях
получены
величины
математических ожиданий i и стандарта i , то соответствующие
функции плотности распределения записываются в виде:
а) для равномерного распределения
pi
1
при
2 i 3
3 3
(5.4)
и pi = 0 в остальных случаях;
б) для нормального распределения
pi
1
i 2
e
a
i i
2 i 2
2
.
(5.5)
Результаты расчетного определения зависимостей T(s) и (s) при
двух законах распределения сопоставляются между собой, а также с
данными натурных испытаний двух, четырех, и восьми болтовых ФПС.

110.

5.2. Построение уравнений деформирования
стыковых многоболтовых ФПС
Для
вычисления
несущей
способности
соединения
сначала
рассматривается более простое соединение встык. Такое соединение
характеризуется всего двумя параметрами - начальной несущей
способностью Т0 и коэффициентом износа k. При этом несущая
способность одноболтового соединения описывается уравнением:
T=Toe-kas .
(5.6)
В случае равномерного распределения математическое ожидание
несущей способности соединения из п болтов составит:
k T 3
dk
dT
kas
T
e
2 k 3 2 T 3
3 k T 3
T0 T 3
T n
T0 T
nT0 e kas
sh( sa k 3 )
sa k
(5.7)
.
При нормальном законе распределения математическое ожидание
несущей способности соединения из п болтов определится следующим
образом:
T n
Te
1
kas
T 2
e
( T T ) 2
2 T 2
1
k 2
e
( k k )2
2 k 2
dkdT
( k k )2
( T T ) 2
1
1
2 k 2
2 T 2
kas
n
Te
dT
e
e
dk
.
2
2
T
k
Если
учесть,
математическим
что
для
ожиданием
выполняется соотношение:
x
x p( x ) dx ,
любой
x
случайной
функцией
величины
распределения
x
с
р(х}

111.

то первая скобка. в описанном выражении для вычисления несущей
способности
соединения
Т
равна
математическому
ожиданию
начальной несущей способности Т0. При этом:
T nT0
kas
1
k 2
( k k )2
2 k 2
e
dk .
Выделяя в показателе степени полученного выражения полный
квадрат, получим:
T nT0
nT0
1
k 2
1
k 2
k k as k2 2 as k as k2
2 k2
e
2
dk
2
as 2
k k as k2
k
as k
2
2 k2
e
e
dk .
Подынтегральный член в полученном выражении с учетом
1
множителя
k 2
представляет не что иное, как функцию плотности
нормального распределения с математическим ожиданием
k as k2
и
среднеквадратичным отклонением k . По этой причине интеграл в
полученном выражении тождественно равен 1
и выражение для
несущей способности соединения принимает окончательный вид:
T nT0 e
ask
a 2 s 2 k2
2
.
(5.8)
Соответствующие принятым законам распределения дисперсии
составляют:
для равномерного закона распределения
2
2
D nT0 e 2 ask 1 T F ( 2 x ) F ( x )2 ,
2
T0
где
F( x )
shx
; x sa k 3
x
(5.9)

112.

для нормального закона распределения
2
2
2 1 A
A1
2
D n T0 T 1 ( A1 ) e T0 e 1 ( A ) ,
2
где
(5.10)
A1 2 as( k2 as k ).
Представляет интерес сопоставить полученные зависимости с
аналогичными зависимостями, выведенными выше для одноболтовых
соединений.
Рассмотрим,
прежде
всего,
характер
изменения
несущей
способности ФПС по мере увеличения подвижки s и коэффициента
износа k для случая использования равномерного закона распределения в
соответствии с формулой (5.4). Для этого введем по аналогии с (5.4)
безразмерные характеристики изменения несущей способности:
относительное падение несущей способности
sh( x )
kas
T
x
1
e
nT0
.
(5.11)
коэффициент перехода от одноболтового к многоболтовому
соединению
1
T
nT0 e
kas
Наконец
sh( x )
.
x
для
(5.12)
относительной
величины
среднеквадратичного
отклонения с с использованием формулы (5.9) нетрудно получить
1
nT0 e kas
2
1
T2 sh2 x shx
1
.
2 2 x
n
x
T0
(5.13)
Аналогичные зависимости получаются и для случая нормального
распределения:
2
1 A
e 1 ( A ) ,
2
(5.14)

113.

2 2
k s
1 2 kas
2 e
1 ( A )
2
2
T2
1
1
2
n
T0
,
(5.15)
2
1 ( A ) e A1 1 e A 1 ( A ) ,
1
2
(5.16)
где
2s2
A k 2 s ka ,
2
A1 2 As ( k2 sa k ) ,
( A )
2
A
e
z2
dz .
0
На рис. 5.1 - 5.2 приведены зависимости i и i от величины
подвижки s. Кривые построены при тех же значениях переменных, что
использовались нами ранее при построении зависимости T/T0 для
одноболтового соединения. Как видно из рисунков, зависимости i ( k , s )
аналогичны зависимостям, полученным для одноболтовых соединений,
но характеризуются большей плавностью, что должно благоприятно
сказываться на работе соединения и конструкции в целом.
Особый интерес представляет с нашей точки зрения зависимость
коэффициента перехода i ( k , a , s ) . По своему смыслу математическое
ожидание несущей способности многоболтового соединения
T
получается
из несущей способности одноболтового соединения Т1 умножением на ,
т.е.:
T T1
(5.17)
Согласно (5.12) lim x 1 . В частности, 1 при неограниченном
увеличении математического ожидания коэффициента износа k или
смещения s. Более того, при выполнении условия
k k 3
(5.18)
будет иметь место неограниченный рост несущей способности ФПС с
увеличением подвижки s, что противоречит смыслу задачи.

114.

Полученный
результат
ограничивает
возможность
применения
равномерного распределения условием (5.18).
Что касается нормального распределения, то возможность его
применения определяется пределом:
lim 2
s
1
lim e ( kas A ) 1 ( A ) .
2 s
Для анализа этого предела учтем известное в теории вероятности
соотношение:
1
lim 1 x lim
e
x
x
2
x2
2
1
.
x

115.

1=
а)
2=Т/nT0
S, мм
Подвижка S, мм
Рис.5.1. Графики зависимости расчетного снижения несущей способности
ФПС от величины подвижки в соединении при различной толщине пакета
листов l
а) при использовании равномерного закона распределения параметров ФПС
б) при использовании нормального закона распределения параметров ФПС
● - l=20мм; ▼ - l=30мм; □ - l=40мм; - l=50мм; - l=60мм; ○ - l=70мм;
- l=80мм;

116.

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

117.

● - l=20мм; - l=30мм; □ - l=40мм; - l=50мм; - l=60мм; ○ - l=70мм;
- l=80мм
С учетом сказанного получим:
1
1
lim 2 lim e kas A
e
s
s 2
2
A2
2
1
0.
A
(5.19)
Предел (5.19) указывает на возможность применения нормального
закона распределения при любых соотношениях k и k.
Результаты
выполненные
обработки
ранее,
показывают,
экспериментальных
что
разброс
исследований,
значений
несущей
способности ФПС для случая обработки поверхностей соединяемых
листов путем нанесения грунтовки ВЖС достаточно велик и достигает
50%. Однако даже в этом случае применение ФПС вполне приемлемо, если
перейти от одноболтовых к многоболтовым соединениям. Как следует из
полученных формул (5.13, 5.16), для среднеквадратичного отклонения 1
последнее убывает пропорционально корню из числа болтов. На рисунке
5.3 приведена зависимость относительной величины среднеквадратичного
отклонения 1 от безразмерного параметра х для безразмерной подвижки
2-х, 4-х, 9-ти и 16-ти болтового соединений. Значения T и T0 приняты в
соответствии с данными выполненных экспериментальных исследований.
Как видно из графика, уже для 9-ти болтового соединения разброс
значений несущей способности Т не превосходит 25%, что следует
считать вполне приемлемым.

118.

Рис.5.3. Зависимость относительного разброса несущей
способности ФПС от величины подвижки при различном
числе болтов n
5.3. Построение уравнений деформирования
нахлесточных многоболтовых соединений
Распространение
нахлесточных
использованного
соединений
достаточно
выше
подхода
громоздко
на
из-за
расчет
большого
количества случайных параметров, определяющих работу соединения.
Однако с практической точки зрения представляется важным учесть
лишь максимальную силу трения Тmax, смещение при срыве соединения S0 и
коэффициент износа k. При этом диаграмма деформирования соединения
между
точками
(0,Т0)
и
(S0,
Tmax)
аппроксимируется
линейной
зависимостью. Для учета излома графика T(S) в точке S0 введена функция
:
1 при 0 S S 0
0 при S S 0
S , S 0
(5.20)

119.

При этом диаграмма нагружения ФПС описывается уравнением:
T ( S ) T1( S , S0 ,T0 ,Tmax ) ( S , S0 ) T2 ( S ,Tmax ,k , S0 ) 1 ( S , S0 ) ,
где
S
,
S0
T1( S ) T0 ( Tmax T0 )
(5.21)
T2 ( S ) Tmax e ka( S S0 ) .
Математическое ожидание несущей способности нахлесточного
соединения из n болтов определяется следующим интегралом:
T n
T
( S ) p( k ) p( S0 ) p( Tmax ) dk dS0 dT0 dTmax n I 1 I 2
(5.22)
k S0 T0 Tmax
Обратимся
сначала
к
вычислению
первого
интеграла.
После
подстановки в (5.22) представления для Т1 согласно (5.20) интеграл I1
может быть представлен в виде суммы трех интегралов:
s
T0 ( Tmax T0 ) s , S 0 p( S 0 ) p( T0 ) p( Tmax )
S0
S0 T0 Tmax
dS 0 dT0 dTmax I 1,1 I 1,2 I 1,3
I1
(5.23)
где
I1,1
T0 p( T0 ) ( s ,S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax )dTmax dS0 dT0
S0 T0 Tmax
T0 p( T0 )dT0 s , S0 p( S0 )dS0 Tmax p( Tmax )dTmax
T0
S0
Tmax
Если учесть, что для любой случайной величины x выполняются
соотношения:
p( x )dx 1
и
то получим
I 1,1 T ( s , S0 )p( S0 ) dS0 .
S0
Аналогично
xp( x )dx x ,

120.

I1,2
Tmax
S0 T0 Tmax
( s , S0 )
T max
S0
S0
I1,3
T0
S0 T0 Tmax
T0
( s , S0 )
S0
S0
s
( s , S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax ) dS0 dT0 dTmax
S0
p( S0 ) dS0 .
s
( s , S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax ) dS0 dT0 dTmax
S0
p( S0 ) dS0 .
Если ввести функции
1 ( s ) ( s , S 0 ) p( S 0 ) dS0
(5.24)
и
1( s )
( s , S0 )
S0
p( S 0 ) dS0 ,
(5.25)
то интеграл I1 можно представить в виде:
I 1 T 1( s ) ( T max T 0 )s 2 ( s ).
(5.26)
Если учесть, что на первом участке s < S0, то с учетом (5.20)
формулы (5.24) и (5.25) упростятся и примут вид:
1( s ) p( S0 )dS0
(5.27)
s
2( s )
s
p( S0 )
dS0 .
S0
(5.28)
Для нормального распределения p(S0) функция 1 1 erf ( s ) , а функция
записывается в виде:
( S0 S 0 )2
2
s
e
2 s2
S0
dS0 .
(5.29)
Для равномерного распределения функции 1 и 2 могут быть
представлены аналитически:

121.

1 при s S 0 s 3
1 S0 s 3 s при S 0 s 3 s S 0 s 3
0 при s S 0 s 3 .
(5.30)
S0 s 3
1
ln
при s S 0 s 3
2 s 3 S 0 s 3
S0 s 3
1
2
ln
при S 0 s 3 s S 0 s 3
s
2 s 3
0 при s S 0 s 3
(5.31)
Аналитическое представление для интеграла (5.23) весьма сложно.
Для большинства видов распределений его целесообразно табулировать;
для равномерного распределения интегралы I1 и I2 представляются в
замкнутой форме:
S0 s 3
S
ln
при S S 0 s 3
T 0 ( T max T 0 )
2 s 3 S 0 s 3
S0 s 3
S0 s 3
1
( T max T 0 )S ln
I1
T 0 S 0 s 3 S ln
s
s
2 s 3
при S 0 s 3 S S 0 s 3
0 при S S 0 3
s
(5.32)
0 при S S 0 s 3
I2 T m
F( S ) F( s 3 )
2 s 3
(5.33)
при
S S0 s 3,
причем F ( x ) Ei ax( k k 3 ) Ei ax( k k 3 ) . В формулах (5.32, 5.33) Ei интегральная показательная функция.
Полученные
экспериментальных
формулы
исследований
подтверждены
многоболтовых
результатами
соединений
и
рекомендуются к использованию при проектировании сейсмостойких
конструкций с ФПС.

122.

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

123.

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

124.

30
707 560
19
24
46
50,9
6
30
66
36
1018 816
23
29
55
60,8
6
39
78
42
1386 1120
26
34
65
72,1
8
45
90
48
1810 1472
30
38
75
83,4
8
52
100
Полная длина болтов в случае использования шайб по ГОС 22355-75
назначается в соответствии с данными табл.6.2.
Таблица 6.2.
Номинальна Длина резьбы 10 при номинальном диаметре резьбы
16 18 20 22 24 27 30 36 42 48
я
длина d
40
*
45
38 *
стержня
50
38 42 *
55
38 42 46 *
60
38 42 46 50 *
65
38 42 46 50 54
70
38 42 46 50 54 60
75
38 42 46 50 54 60 66
80
38 42 46 50 54 60 66
85
38 42 46 50 54 60 66
90
38 42 46 50 54 60 66 78
95
38 42 46 50 54 60 66 78
100
38 42 46 50 54 60 66 78
105
38 42 46 50 54 60 66 78 90
110
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
115
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
120
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
125
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
130
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
140
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
150
38 42 46 50 54 60 66 78 90 102
160, 170, 180
190, 200, 220 44 48 52 56 60 66 72 84 96 108
240,260,280,3
Примечание: знаком * отмечены болты с резьбой по всей длине
00
стержня.
Для консервации контактных поверхностей стальных деталей
следует применять фрикционный грунт ВЖС 83-02-87 по ТУ. Для
нанесения на опорные поверхности шайб методом плазменного

125.

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

126.

отверстий, и назначают на 5 мм больше для каждого возможного
направления смещения.
ФПС следует проектировать возможно более компактными.
Овальные отверстия одной детали пакета ФПС могут быть
не сонаправлены.
Размещение болтов в овальных отверстиях при сборке ФПС
устанавливают
с
учетом
назначения
ФПС
и
направления
смещений соединяемых элементов.
При необходимости в пределах одного овального отверстия
может быть размещено более одного болта.
Все контактные поверхности деталей ФПС, являющиеся
внутренними для ФПС, должны быть обработаны грунтовкой
ВЖС 83-02-87 после дробеструйной (пескоструйной) очистки.
Не допускается осуществлять подготовку тех поверхностей
деталей ФПС, которые являются внешними поверхностями ФПС.
Диаметр болтов ФПС следует принимать не менее 0,4 от
толщины соединяемых пакета соединяемых деталей.
Во всех случаях несущая способность основных элементов
конструкции, включающей ФПС, должна быть не менее чем на
25%
больше
несущей
способности
ФПС
на
фрикционно-
неподвижной стадии работы ФПС.
Минимально
допустимое
расстояние
от
края
овального
отверстия до края детали должно составлять:
- вдоль направления смещения >= 50 мм.
- поперек направления смещения >= 100 мм.
В
соединениях
поверхностями
прокатных
полок
или
профилей
при
наличии
с
непараллельными
непараллельности

127.

наружных плоскостей ФПС должны применяться клиновидные
шайбы, предотвращающие перекос гаек и деформацию резьбы.
Конструкции ФПС и конструкции, обеспечивающие соединение
ФПС с основными элементами сооружения, должны допускать
возможность
ведения
последовательного
не
нарушающего
связности сооружения ремонта ФПС.
6.3. Подготовка контактных поверхностей
элементов и методы контроля.
Рабочие контактные поверхности элементов и деталей ФПС
должны быть подготовлены посредством либо пескоструйной
очистки
в
соответствии
с
указаниями
ВСН
163-76,
либо
дробеструйной очистки в соответствии с указаниями.
Перед обработкой с контактных поверхностей должны быть
удалены заусенцы, а также другие дефекты, препятствующие
плотному прилеганию элементов и деталей ФПС.
Очистка должна производиться в очистных камерах или под
навесом,
или
на
открытой
площадке
при
отсутствии
атмосферных осадков.
Шероховатость поверхности очищенного металла должна
находиться в пределах 25-50 мкм.
На очищенной поверхности не должно быть пятен масел, воды
и других загрязнений.
Очищенные
соответствовать
контактные
первой
степени
обезжиривания по ГОСТ 9022-74.
поверхности
удаления
должны
окислов
и

128.

Оценка
шероховатости
контактных
поверхностей
производится визуально сравнением с эталоном или другими
апробированными способами оценки шероховатости.
Контроль степени очистки может осуществляться внешним
осмотром поверхности при помощи лупы с увеличением не менее 6ти кратного. Окалина, ржавчина и другие загрязнения на
очищенной поверхности при этом не должны быть обнаружены.
Контроль
степени
обезжиривания
осуществляется
следующим образом: на очищенную поверхность наносят 2-3 капли
бензина и выдерживают не менее 15 секунд. К этому участку
поверхности прижимают кусок чистой фильтровальной бумаги и
держат
до
полного
впитывания
бензина.
На
другой
кусок
фильтровальной бумаги наносят 2-3 капли бензина. Оба куска
выдерживают
до
полного
испарения
бензина.
При
дневном
освещении сравнивают внешний вид обоих кусков фильтровальной
бумаги. Оценку степени обезжиривания определяют по наличию
или отсутствию масляного пятна на фильтровальной бумаге.
Длительность
перерыва
между
пескоструйной
очисткой
поверхности и ее консервацией не должна превышать 3 часов.
Загрязнения, обнаруженные на очищенных поверхностях, перед
нанесением консервирующей грунтовки ВЖС 83-02-87 должны
быть
удалены
жидким
калиевым
стеклом
или
повторной
очисткой. Результаты проверки качества очистки заносят в
журнал.
6.4. Приготовление и нанесение протекторной
грунтовки ВЖС 83-02-87. Требования к
загрунтованной поверхности. Методы контроля

129.

Протекторная грунтовка ВЖС 83-02-87 представляет собой
двуупаковочный
лакокрасочный
материал,
состоящий
из
алюмоцинкового сплава в виде пигментной пасты, взятой в
количестве 66,7% по весу, и связующего в виде жидкого калиевого
стекла плотностью 1,25, взятого в количестве 33,3% по весу.
Каждая партия материалов должна быть проверена по
документации на соответствие ТУ. Применять материалы,
поступившие
без
документации
завода-изготовителя,
запрещается.
Перед смешиванием составляющих протекторную грунтовку
ингредиентов
следует
довести
жидкое
калиевое
стекло
до
необходимой плотности 1,25 добавлением воды.
Для приготовления грунтовки ВЖС 83-02-87 пигментная часть
и связующее тщательно перемешиваются и доводятся до рабочей
вязкости 17-19 сек. при 18-20°С добавлением воды.
Рабочая вязкость грунтовки определяется вискозиметром ВЗ-4
(ГОСТ 9070-59) по методике ГОСТ 17537-72.
Перед
и
во
время
нанесения
следует
перемешивать
приготовленную грунтовку до полного поднятия осадка.
Грунтовка
ВЖС
83-02-87
сохраняет
малярные
свойства
(жизнеспособность) в течение 48 часов.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 наносится под навесом или в
помещении. При отсутствии атмосферных осадков нанесение
грунтовки можно производить на открытых площадках.
Температура воздуха при произведении работ по нанесению
грунтовки ВЖС 83-02-87 должна быть не ниже +5°С.

130.

Грунтовка
ВЖС
83-02-87
может
наноситься
методами
пневматического распыления, окраски кистью, окраски терками.
Предпочтение следует отдавать пневматическому распылению.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 наносится за два раза по взаимно
перпендикулярным направлениям с промежуточной сушкой между
слоями не менее 2 часов при температуре +18-20°С.
Наносить грунтовку следует равномерным сплошным слоем,
добиваясь окончательной толщины нанесенного покрытия 90-110
мкм. Время нанесения покрытия при естественной сушке при
температуре воздуха 18-20 С составляет 24 часа с момента
нанесения последнего слоя.
Сушка загрунтованных элементов и деталей во избежание
попадания
атмосферных
осадков
и
других
загрязнений
на
невысохшую поверхность должна проводится под навесом.
Потеки, пузыри, морщины, сорность, не прокрашенные места
и другие дефекты не допускаются. Высохшая грунтовка должна
иметь серый матовый цвет, хорошее сцепление (адгезию) с
металлом и не должна давать отлипа.
Контроль толщины покрытия осуществляется магнитным
толщиномером ИТП-1.
Адгезия определяется методом решетки в соответствии с
ГОСТ
15140-69
на
контрольных
образцах,
окрашенных
по
принятой технологии одновременно с элементами и деталями
конструкций.
Результаты
проверки
качества
защитного
покрытия
заносятся в Журнал контроля качества подготовки контактных
поверхностей ФПС.

131.

6.4.1 Основные требования по технике
безопасности при работе
с грунтовкой ВЖС 83-02-87
Для обеспечения условий труда необходимо соблюдать:
"Санитарные правила при окрасочных работах с применением
ручных распылителей" (Министерство здравоохранения СССР, №
991-72)
"Инструкцию по санитарному содержанию помещений и
оборудования производственных предприятий" (Министерство
здравоохранения СССР, 1967 г.).
При
пневматическом
увеличения
методе
туманообразования
распыления,
и
расхода
во
избежание
лакокрасочного
материала, должен строго соблюдаться режим окраски. Окраску
следует производить в респираторе и защитных очках. Во время
окрашивания
в
закрытых
помещениях
маляр
должен
располагаться таким образом, чтобы струя лакокрасочного
материала
имела
направление
преимущественно
в
сторону
воздухозаборного отверстия вытяжного зонта. При работе на
открытых площадках маляр должен расположить окрашиваемые
изделия так, чтобы ветер не относил распыляемый материал в его
сторону и в сторону работающих вблизи людей.
Воздушная магистраль и окрасочная аппаратура должны быть
оборудованы
началом
редукторами
работы
маляр
давления
должен
и
манометрами.
проверить
Перед
герметичность
шлангов, исправность окрасочной аппаратуры и инструмента, а
также
надежность
присоединения
воздушных
шлангов
к
краскораспределителю и воздушной сети. Краскораспределители,

132.

кисти и терки в конце рабочей смены необходимо тщательно
очищать и промывать от остатков грунтовки.
На каждом бидоне, банке и другой таре с пигментной частью и
связующим должна быть наклейка или бирка с точным названием
и обозначением этих материалов. Тара должна быть исправной с
плотно закрывающейся крышкой.
При приготовлении и нанесении грунтовки ВЖС 83-02-87
нужно соблюдать осторожность и не допускать ее попадания на
слизистые оболочки глаз и дыхательных путей.
Рабочие
и
ИТР,
работающие
на
участке
консервации,
допускаются к работе только после ознакомления с настоящими
рекомендациями, проведения инструктажа и проверки знаний по
технике
безопасности.
На
участке
консервации
и
в
краскозаготовительном помещении не разрешается работать без
спецодежды.
Категорически запрещается прием пищи во время работы. При
попадании составных частей грунтовки или самой грунтовки на
слизистые оболочки глаз или дыхательных путей необходимо
обильно промыть загрязненные места.

133.

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

134.

ПН851015 толщиной . …..м. На подложку из интерметаллида
ПН851015 методом плазменного напыления наносится несущий
слой
оловянистой
бронзы
БРОФ10-8.
На
несущий
слой
оловянистой бронзы БРОФ10-8 наносится способом лужения
припой ПОС-60 до полного покрытия несущего слоя бронзы.
6.6. Сборка ФПС
Сборка
ФПС
проводится
с
использованием
шайб
с
фрикционным покрытием одной из поверхностей, при постановке
болтов
следует
располагать
шайбы
обработанными
поверхностями внутрь ФПС.
Запрещается очищать внешние поверхности внешних деталей
ФПС.
Рекомендуется
использование
неочищенных
внешних
поверхностей внешних деталей ФПС.
Каждый болт должен иметь две шайбы (одну под головкой,
другую под гайкой). Болты и гайки должны быть очищены от
консервирующей смазки, грязи и ржавчины, например, промыты
керосином и высушены.
Резьба болтов должна быть прогнана путем провертывания
гайки от руки на всю длину резьбы. Перед навинчиванием гайки ее
резьба должна быть покрыта легким слоем консистентной
смазки.
Рекомендуется следующий порядок сборки:
совмещают отверстия в деталях и фиксируют их взаимное
положение;
устанавливают
гайковертами
на
болты и осуществляют их натяжение
90%
от
проектного
усилия.
При
сборке

135.

многоболтового ФПС установку болтов рекомендуется начать с
болта находящегося в центре тяжести поля установки болтов, и
продолжать установку от центра к границам поля установки
болтов;
после
проверки плотности стягивания ФПС производят
герметизацию ФПС;
болты затягиваются до нормативных усилий натяжения
динамометрическим ключом.
Список использованной литературы:
1. Айзенберг Я.М., Килимник Л.Ш. О критериях предельных состояний и
диаграммах «вос-станавливающая сила – перемещение» при расчетах на
сейсмические воздействия. В сб. «Сейсмостойкость зданий и инженерных
сооружений», М., Стройиздат, 1972, с.46-61.
2. Айзенберг Я.М., Нейман А.И., Абакаров А.Д., Деглина М.М., Чачуа Т.Л.
Адаптивные системы сейсмической защиты сооружения.-М.:-Наука.-1978.
246с.
3. Березанцева Е.В., Сахарова Е.В., Симкин А.Ю., Уздин А.М.
Фрикционно-подвижные со-единения на высокопрочных болтах//
Международный коллоквиум: Болтовые и специ-альные монтажные
соединения в стальных конструкциях. - М., 1989, т.1. С.73-76.
4. ВСН 163-69. Инструкция по технологии устройства соединений на
высокопрочных болтах в стальных конструкциях мостов. – М.,1970
5. Геккер Ф.Р. «Динамика машин, работающих без смазочных
материалов в узлах трения» (М., Машиностроение, 1983).
6. Гольденблат И.И., Николаенко Н.А., Поляков С.В., Ульянов С.В.
Модели сейсмостойкости сооружений // М., Стройиздат, 1979, 251с.
7. ГОСТ 22353-77 – ГОСТ 22356-77 Болты и гайки высокопрочные.
Шайбы.
8.
Деркачев А.А., Давыдов В.С., Клигерман С.И. Исследование свойств
стержневых конст-рукций с упругофрикционными соединениями на
высокопрочных болтах. // Э-И. ―Сейс-мостойкое строительство‖, Вып.3,
1981. С.7-10.
9. Долгая А.А., Индейкин А.В., Уздин А.М. Теория диссипативных
систем. СПб, ПГУПС, 1999, 100 с.
10. Евдокимов В.В., Бабушкин В.М. Несущая способность

136.

сдвигоустойчивых соединений с увеличенными отверстиями под
высокопрочные болты. Международный коллоквиум «Болтовые и
специальные монтажные соединения в строительных конструкциях».
СССР, М., 1989, т.1, с.77-80
11. Елисеев О.Н., Уздин А.М. Сейсмостойкое строительство. Учебник.
СПб., Изд. ПВВИСУ, 1997, 371с.
12. Инструкция по оценке сейсмостойкости эксплуатируемых мостов на
сети железных и автомобильных дорог (на территории Туркменской
ССР).-Ашхабад: Ылым, 1988. 106с.
13. Килимник Л.Ш. Методы целенаправленного проектирования в
сейсмостойком строительстве. М., Наука, 1985. 155с.
14. Полимеры в узлах трения машин и приборах,1978-1980 г.г. изд.
«Машиностроение».
15. Савельев В.Н., Симкин А.Ю., Хусид Р.Г. Особенности работы
соединений на высоко-прочных болтах на знакопеременные нагрузки типа
сейсмических // Экспресс-информация ВНИИИС. Сер.14. Сейсмостойкое
строительство.-1985.-Вып.10. С.12-3.
16. Савельев В.Н., Уздин А.М., Хусид Р.Г. Болтовое соединение плоских
деталей встык. А.С. СССР №1174616, МКИ F 16 B 5/02, 35/04. –1983
17. Савельев В.Н., Уздин А.М., Хусид Р.Г. Болтовое соединение плоских
деталей встык. А.С. СССР №1143895, МКИ F 16 B 5/02, 35/04. –1983
18. Савельев В.Н., Уздин А.М., Хусид Р.Г. Болтовое соединение. А.С.
СССР №1168755, МКИ F 16 B 5/02, 35/04. –1983
19. Савельев В.Н., Уздин А.М., Хусид Р.Г., Кистерский С.В. Способ
соединения листов в па-кет. А.С. СССР №1184981, МКИ F 16 B 5/02, 35/04.
–1983
20. Савинов О.А., Сахарова В.В. Оптимизация параметров
сейсмоизолирующего фундамента с демпфером сухого трения и
упругопластическим ограничителем перемещений// Строи-тельная
механика и расчет сооружений. 1985, №1, С.1-7.
21. Савинов О.А., Сахарова В.В., Уздин А.М. Многокаскадное
демпфирование сейсмоизоли-рующих фундаментов АЭС. // Известия
ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева. 1989. т.212. С.115-121.
22. Сборник научно-методических статей. Теоретическая механика. М.,
1988, вып.19
23. Справочниках «Трение, изнашивание и смазка» (в двух томах)
24. ТУ-6-10-1481-78 Технические условия на изготовление, хранение и
применение протек-торных грунтовок.
25. Уздин А.М., Долгая А.А. Расчет элементов и оптимизация
параметров сейсмоизолирую-щих фундаментов. М.,ВНИИИНТПИ, 1997,
76с.

137.

26. Уздин А.М., Сандович Т.А., Аль-Насер-Мохомад Самих Амин. Основы
теории сейсмо-стойкости и сейсмостойкого строительства зданий и
сооружений. С.Петербург, Изд. ВНИИГ, 1993, 175с.
27. Inaude J.A. & J.M.Kelly. A friction mass damper for vibration control
Report No UCB/EERC 92/15. by. Earthquake Engineering Research Center.
University of California. Berkley. California, 1992, 62.p.
28. Skiner R.I., Robinon W.H., McVerry G.H. An introdaction to seismic
isolation. Ney Zealand. John Wiley & Sons.1993, 353p.
Providing earthquake resistance of damping oblique compensators for main
pipelines on friction-movable bolted joints, to increase the damping ability of the
oblique compensator, mainly under pulsed tensile loads, according to the
inventions of Prof. dtn PGUPS A. M. Uzdin №№ 1143895, 1168755, 1174616,
165076 "Earthquake-resistant support", 2010136746 " Method for protecting
buildings and structures in the event of an explosion using shear-resistant and
easily resettable joints using a friction damping system and seismic insulation to
absorb explosive and seismic energy
Руководитель организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН
2014000780, ОГРН 1022000000824 Х.Н.Мажиев [email protected]
[email protected] [email protected] (921) 962-67-78, (996) 798-2654, (999) 535-47-29