Дослідження ефективних металевих конструкцій покриття із тонкостінних оцинкованих профілів

Бабенко, Василь Іванович

Please use this identifier to cite or link to this item: https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/6096

Title:	Дослідження ефективних металевих конструкцій покриття із тонкостінних оцинкованих профілів
Authors:	Юрко, Олексій Акакієвич Бабенко, Василь Іванович
Keywords:	металева конструкція;тонкостінні конструкції;конструкції покриття будівель та споруд;ефективні конструкції покриття;оцинковані профілі
Issue Date:	Jan-2025
Abstract:	Актуальність теми. Протягом всього етапу розвитку сталевого будівництва кінцевою метою було вдосконалення несучих конструкцій – забезпечення міцності та жорсткості разом із зниженням ваги. Науково-технічний прогрес прискорює зміну обладнання та технологій, тому сталевий каркас, що задовольняє початковий технологічний процес, стає через певний час частково непридатним для нових технологій, що потребує його зміни та реконструкції. У зв'язку з цим на ринку будівництва виникає потреба у легких конструкціях, які можна швидко змонтувати, розібрати та перепрофілювати під інші технологічні процеси. Одним із способів для досягнення зазначених цілей є застосування в конструкціях сталевих тонкостінних оцинкованих профілів. Їх використання у будівництві має цілу низку переваг, це: легкість конструкцій, підвищений термін служби за рахунок оцинкованого покриття, можливість транспортування у важкодоступні райони, зручність складування рулонних матеріалів, висока технологічність виробництва та скорочення термінів будівництва. Разом з цим поряд із важливими перевагами є недоліки, які нерідко стають бар'єром на шляху впровадження тонкостінних профілів у будівництво. Практичний досвід застосування сталевих тонкостінних оцинкованих профілів у конструкціях ферм показує, що при прольотах понад 15 м виникають проблеми забезпечення їхньої несучої здатності. Причини цих проблем полягають, як правило, у вузлових з'єднаннях елементів, які мають малу міцність на зминання, і як наслідок, збільшують власну вагу конструкції за рахунок масивних з'єднань болтами через листові фасонки. При цьому дійсна робота низки вузлів конструкцій із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів потребує додаткових досліджень. Отже, для розширення області застосування сталевих тонкостінних оцинкованих профілів в несучих конструкціях, зокрема, для збільшення прольоту, що перекривається, більше 15 м, необхідно досліджувати існуючі і розробляти нові вузлові сполуки, які будуть мати підвищені показники несучої здатності в порівнянні з класичними аналогами. Метою магістерської роботи є аналіз напружено-деформованого стану болтових з'єднань ферм із тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки та обгрунтування нових науково обґрунтованих конструктивних рішень вузлів, що дозволяють підвищити несучу здатність конструкції. Поставлена мета вирішується шляхом вирішення наступних завдань: 1. Аналіз існуючих технічних рішень несучих конструкцій та їх болтових з'єднань елементів із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів, а також методів їх розрахунку та конструювання. 2. Чисельне та експериментальне обґрунтування ферми із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів прольотом 24 м. 3. Чисельне та експериментальне обґрунтування болтового з'єднання елементів із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки, ідентичного з'єднанню верхнього пояса ферми прольотом. 4. Вивчення центрального вузла верхнього пояса ферми із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів та розробка нового конструктивного рішення, що дозволяє збільшити жорсткість вузла із площини конструкції. Об'єкт дослідження – ферма з тонкостінних оцинкованих профілів прольотом 24 м-коду. Предмет дослідження – напружено-деформований стан болтових з'єднань елементів ферми з тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки. Практична значущість роботи. 1. Обґрунтовано рекомендації, що дозволяють враховувати податливість болтових з'єднань ферм із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів при розрахунку у програмному комплексі, що використовується. 2. Обґрунтовано рекомендації щодо вдосконалення конструкції ферми із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів прольотом 24 м. 3. Обґрунтовано нові вузли сталевих тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки із застосуванням окремих зварних, наскрізних і наскрізних втулок з упором, що дозволяють перейти на багаторядну систему постановки болтів і підвищити несучу здатність з'єднання на 35-40 %
URI:	https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/6096
Appears in Collections:	192 Будівництво та цивільна інженерія (Промислове і цивільне будівництво)

Files in This Item:

File	Description	Size	Format
Magisterska robota Babenko.pdf Restricted Access		1.69 MB	Adobe PDF	View/Open Request a copy

Show full item record

Extracted text

ВСТУП………………………………………………………………………
РОЗДІЛ 1. ОГЛЯД ДОСЛІДЖЕНЬ І СУЧАСНИЙ СТАН ПИТАННЯ…
1.1 Сталеві тонкостінні оцинковані профілі………………………………
1.2 Область застосування тонкостінних оцинкованих профілів у
будівництві…………………………………………………………………………
1.3 Конструкції та вузлові з'єднання елементів з тонкостінних
оцинкованих профілів……………………………………………………………...
1.4 Методики розрахунку елементів і вузлових з'єднань конструкцій з
тонкостінних оцинкованих профілів………………………………………………
Висновки по 1 розділу……………………………………………………….
РОЗДІЛ 2. АНАЛІЗ ДОСЛІДЖЕНЬ ФЕРМИ З ЕЛЕМЕНТАМИ З
ТОНКОСТЕННИХ ОЦІНКУВАНИХ ПРОФІЛІВ ПРОЛІТОМ 24 М…………..
2.1 Ферма прольотом 24 м з елементами з тонкостінних оцинкованих
профілів……………………………………………………………………………..
2.2 Розробка стенду для натурного випробування ферми прольотом 24 м
2.3 Аналіз методик проведення випробувань ферми……………………..
2.4 Аналіз загальновідомих чисельних досліджень ферм прольотом 24 м
з елементами із тонкостінних оцинкованих профілів…………………………….
2.5 Аналіз відомих досліджень, щодо натурних випробувань ферми……
2.6 Аналіз відомих результатів випробувань та чисельних досліджень
ферми без урахування податливості……………………………………………….
2.7 Врахування податливості болтових з'єднань елементів ферми з
тонкостінних оцинкованих профілів………………………………………………
Висновки по розділу 2………………………………………………………
РОЗДІЛ 3. ДІЙСНА РОБОТА БОЛТОВОЇ СПОЛУКИ
ТОНКОСТЕННИХ ОЦІНКУВАНИХ ПРОФІЛІВ З ТРАПЕЦІЄВИДНОЮ
ЧАСТИНОЮ СТІНКИ КОНСТРУКЦІЇ…………………………………………...
3.1 Болтове з'єднання тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки……………………………………………….
3.2 Конструктивне рішення та матеріали складання дослідного зразка….
3.4 Аналіз відомих експериментальних досліджень дійсної роботи
болтового з'єднання………………………………………………………………...
3.4.1 Програма та методи експериментального дослідження……………..
3.4.2 Результати експериментального дослідження дослідного зразка…..
3.5 Аналіз напружено-деформованого стану болтового з'єднання
тонкостінного оцинкованого профілю з трапецієподібною частиною стінки….
3.6 Напружено-деформований стан вузла при постановці додаткових
рядів болтів у зоні трапецієподібної частини стінки профілю………………….
Висновки по розділу 3……………………………………………………….
РОЗДІЛ 4. РОЗРОБКА БОЛТОВИХ З'ЄДНАНЬ ФЕРМ З
ТОНКОСТЕННИХ ОЦІНКУВАНИХ ПРОФІЛІВ……………………………….
4.1 Болтове з'єднання тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки із застосуванням окремих зварних втулок
4.1.1 Конструктивне рішення вузла………………………………………..
4.1.2 Аналіз загальновідомих досліджень нових вузлових з'єднань із
застосуванням роздільної зварної втулки…………………………………………
4.1.3 Обґрунтування досліджень дослідного зразка із застосуванням
4.1.4 Експериментальне дослідження дослідного зразка із застосуванням
роздільної зварної втулкироздільної зварної втулки……………………………..
4.2 Болтове з'єднання тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки із застосуванням наскрізних втулок………
4.2.1 Конструктивне рішення вузла………………………………………
4.2.2 Досвідчений зразок нового вузлового з'єднання із застосуванням
наскрізної втулки…………………………………………………………………...
4.2.3 Чисельне дослідження дослідного зразка із застосуванням
наскрізної втулки…………………………………………………………………...
4.2.4 Експериментальне дослідження дослідного зразка із застосуванням
наскрізної втулки…………………………………………………………………...
4.3 Болтове з'єднання тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки із застосуванням наскрізних втулок з
упором………………………………………………………………………………
4.4 Місцева стійкість стінки тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки в болтових з'єднаннях……………………..
4.5 Переваги та недоліки пропонованих болтових з'єднань тонкостінних
оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки……………………
4.6 Центральний вузол верхнього пояса ферми прольотом 24 м із
тонкостінних оцинкованих профілів………………………………………………
4.6.1 Конструктивне рішення та матеріали вузла…………………………..
4.6.2 Імітаційне моделювання та розрахунок центрального вузла ………
4.6.3 Конструктивна зміна сполучної фасонки центрального вузла
верхнього пояса ферми ……………………………………………………………
4.6.4 Розробка нового центрального вузла верхнього пояса двосхилий
ферми з тонкостінних оцинкованих профілів ……………………………………
4.7 Конструкція нової ферми з тонкостінних оцинкованих профілів з
листовими фасонками на болтах із наскрізною втулкою ………………………..
Висновки по розділу 4………………………………………..……………..
ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ…………………………………………………….
СПИСОК ВИКОРИСТАНОЇ ЛІТЕРАТУРИ……….………………………

ВСТУП
Актуальність теми дослідження. Протягом всього етапу розвитку
сталевого будівництва кінцевою метою було вдосконалення несучих
конструкцій – забезпечення міцності та жорсткості разом із зниженням ваги.
Науково-технічний прогрес прискорює зміну обладнання та технологій,
тому сталевий каркас, що задовольняє початковий технологічний процес, стає
через певний час частково непридатним для нових технологій, що потребує
його зміни та реконструкції. У зв'язку з цим на ринку будівництва виникає
потреба у легких конструкціях, які можна швидко змонтувати, розібрати та
перепрофілювати під інші технологічні процеси. Одним із способів для
досягнення зазначених цілей є застосування в конструкціях сталевих
тонкостінних оцинкованих профілів. Їх використання у будівництві має цілу
низку переваг, це: легкість конструкцій, підвищений термін служби за рахунок
оцинкованого покриття, можливість транспортування у важкодоступні
райони, зручність складування рулонних матеріалів, висока технологічність
виробництва та скорочення термінів будівництва. Разом з цим поряд із
важливими перевагами є недоліки, які нерідко стають бар'єром на шляху
впровадження тонкостінних профілів у будівництво. Практичний досвід
застосування сталевих тонкостінних оцинкованих профілів у конструкціях
ферм показує, що при прольотах понад 15 м виникають проблеми
забезпечення їхньої несучої здатності. Причини цих проблем полягають, як
правило, у вузлових з'єднаннях елементів, які мають малу міцність на
зминання, і як наслідок, збільшують власну вагу конструкції за рахунок
масивних з'єднань болтами через листові фасонки. При цьому дійсна робота
низки вузлів конструкцій із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів
потребує додаткових досліджень. До цих вузлів можна віднести з'єднання двох
тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки з
постановкою болтів у зоні контакту з листовою фасонною частиною, а також
центральний вузол верхнього поясу двосхилий ферми.
Отже, для розширення області застосування сталевих тонкостінних
оцинкованих профілів в несучих конструкціях, зокрема, для збільшення
прольоту, що перекривається, більше 15 м, необхідно досліджувати існуючі і
розробляти нові вузлові сполуки, які будуть мати підвищені показники несучої
здатності в порівнянні з класичними аналогами.
Мета роботи – аналіз напружено-деформованого стану болтових
з'єднань ферм із тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною
частиною стінки та обгрунтування нових науково обґрунтованих
конструктивних рішень вузлів, що дозволяють підвищити несучу здатність
конструкції.
Відповідно до поставленої мети вирішувалися такі завдання.
1. Аналіз існуючих технічних рішень несучих конструкцій та їх
болтових з'єднань елементів із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів,
а також методів їх розрахунку та конструювання.
2. Чисельне та експериментальне обґрунтування ферми із сталевих
тонкостінних оцинкованих профілів прольотом 24 м.
3. Чисельне та експериментальне обґрунтування болтового з'єднання
елементів із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною
частиною стінки, ідентичного з'єднанню верхнього пояса ферми прольотом.
4. Вивчення центрального вузла верхнього пояса ферми із сталевих
тонкостінних оцинкованих профілів та розробка нового конструктивного
рішення, що дозволяє збільшити жорсткість вузла із площини конструкції.
Об'єкт дослідження – ферма з тонкостінних оцинкованих профілів
прольотом 24 м-коду.
Предмет дослідження – напружено-деформований стан болтових
з'єднань елементів ферми з тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки.
Практична значущість роботи.
1. Обґрунтовано рекомендації, що дозволяють враховувати
податливість болтових з'єднань ферм із сталевих тонкостінних оцинкованих
профілів при розрахунку у програмному комплексі, що використовується.
2. Обґрунтовано рекомендації щодо вдосконалення конструкції ферми із
сталевих тонкостінних оцинкованих профілів прольотом 24 м.
3. Обґрунтовано нові вузли сталевих тонкостінних оцинкованих
профілів з трапецієподібною частиною стінки із застосуванням окремих
зварних, наскрізних і наскрізних втулок з упором, що дозволяють перейти на
багаторядну систему постановки болтів і підвищити несучу здатність
з'єднання на 35-40 % .
РОЗДІЛ 1. ОГЛЯД ДОСЛІДЖЕНЬ І СУЧАСНИЙ
СТАН ПИТАННЯ
1.1 Сталеві тонкостінні оцинковані профілі
Основною вимогою на шляху розвитку будівельних металевих
конструкцій є: зниження ваги, зменшення трудомісткості виготовлення та
монтажу [1, 2, 3, 4, 5]. Цим вимогам відповідає застосування в конструкціях
тонкостінних оцинкованих профілів (ТОП) замість прокатних гарячекатаних
[5, 6, 7].
Вперше холодногнуті профілі почали використовувати наприкінці XIX
століття у США та Великій Британії, де за добу зводили пересувні залізні
будинки з гофрованих сталевих тонкостінних елементів [8]. Один із перших
об'єктів, який задокументований із застосуванням холодногнутих профілів, є
лікарня Вірджинія Баптист, побудована 1925 року в Лінчбурзі [8].
Перекриття конструкції складалося з балок у вигляді двотавра та парних
С-подібних холодногнутих профілів. Застосування холодногнутих профілів у
світовій практиці стримувалося відсутністю нормативних стандартів з їхньої
виробництво та проектування конструкцій. Широкий розвиток холодногнуті
профілі набули вже після 1940-х років, після початку розробки перших
нормативних документів у Корнельському університеті та прийняття програм
будівництва міських будинків [8]. Використання тонких профілів пов'язане з
проблемами при проектуванні, які не зустрічаються при використанні
гарячекатаних фасонних профілів у конструкціях.
Вітчизняна технологія будівництва із застосуванням тонкостінних
профілів бере початок з минулого століття, зокрема, воно пов'язане зі
створенням та функціонуванням підприємства «Головспецлегконструкція».
Організація займалася проектуванням, виготовленням та монтажем легких
конструкцій, у тому числі з ТОП. Перші кроки застосування тонкостінних
профілів у несучих конструкціях було зроблено наприкінці 50-х років
минулого століття, де на базі ЦНДІБК імені В.А. Кучеренко проведені натурні
випробування зварних ферм прольотом 30 м із гнутих профілів [9]. Потрібно
сказати, що обсяги будівництва щорічно зростали на 25-30%, при цьому частка
ТОП займала близько 8-10%.
Після розпаду СРСР практично перестав існувати і
«Головспецлегконструкція». Провідні підприємства, що виробляли
холодногнуті профілі, ще якийсь час продовжували діяти, однак у зв'язку зі
складнощами адаптації під нову модель економіки пішли в тінь. Новий виток
розвитку ТОП у будівництві отримали вже у 2000-х роках.
У наш час виготовлення та будівництво із застосуванням ТОП з кожним
роком збільшується, і спостерігається стійкий попит на легкі сталеві
тонкостінні конструкції (ЛСТК). При цьому частка ТОП при будівництві
громадських та житлових будівель за даними галузевих експертів становить
понад 5–7 %, і цей показник щороку зростає.
Виготовлення ТОП виконується за допомогою холодної обробки та
передбачає сприйнятливість металу до пластичних деформацій [8].
Виробництво профілів у промислових масштабах здійснюється двома
способами:
1. холодне профілювання оцинкованого рулонного листа через валики;
2. послідовне формоутворення профілю шляхом холодного згинання
(рис. 1.1).

Рис. 1.1 – Виготовлення ТОП: а – холодне профілювання листа через валики;
б – холодна гнучка
Геометричне обрис, профілів, що виготовляються, має широкий
діапазон, при цьому форма поперечного перерізу їх багато в чому визначається
напружено-деформованим станом (НДС) конструктивних елементів та їх
призначенням. Товщина тонкостінних профілів, що використовуються в
будівельній практиці, знаходиться в межах t = 0,7-4,0 мм, висота H = 100-400
мм [3, 99, 128].
Форми перерізів тонкостінних профілів представлені рисунку 1.2.

Рис. 1.2 – Форми поперечних перерізів тонкостінних профілів [6]
При недостатній несучій здатності одного профілю в конструкціях
виконують складовий переріз двох і декількох профілів. Між собою дані
профілі з'єднуються за допомогою самонарізних, самосвердлувальних гвинтів
[10, 11], на витяжних заклепках [8, 9], на болтах звичайної міцності із
застосуванням листових фасонок та без них [12, 13]. В останні роки
підтверджено ефективність використання зсувостійких високоміцних болтів у
конструкціях з елементами з ТОП [14, 15].
Складові перерізи з тонкостінних профілів показані малюнку 1.3.

Рис. 1.3 – Складові перерізи елементів із тонкостінних профілів [6]
Застосування тонкостінних профілів у конструкціях має незаперечні
переваги в порівнянні з традиційними будівельними матеріалами, які
виражаються в легкості, підвищеному терміні служби за рахунок цинкового
покриття, автоматизації виробництва, зручності транспортування у
важкодоступних районах будівництва, зберіганні матеріалів (рулонних
штрипсів) та скороченні термінів будівництва [11, 14, 15]. Однак вони не
позбавлені недоліків, які часто є стримуючим фактором на шляху
впровадження та розвитку їх у будівельній галузі. До них відносяться
виключення зварних з'єднань в конструкціях через малу товщину елементів і
порушення антикорозійного покриття, необхідність застосування великої
кількості кріпильних елементів, що призводять до збільшення ваги
конструкції, мала вогнестійкість, підвищена чутливість тонкостінних профілів
до недосконалостей, а також порівняно низька несуча здатність вузлів [11, 14,
15].

1.2 Область застосування тонкостінних оцинкованих профілів у
будівництві

Сталеві тонкостінні профілі в будівництві в основному застосовувалися
в огороджувальних конструкціях [16]. При цьому особливо ефективно
використовують дані профілі при реконструкції та капітальному ремонті
будівель і споруд, наприклад, де потрібно виконати надбудову мансардних
поверхів існуючих будинків [13, 14, 16].
Наявність цинкового покриття дозволяє досягти тривалого терміну
експлуатації покрівлі. та Z-подібного перерізу. Застосування перерізів із Z-
подібних профілів дозволяє знизити. трудомісткість виконання вузлів і має
підвищену ефективність при багатопролітних схемах. Конструкції з ТОП
добре зарекомендували себе і при будівництві малоповерхових житлових
будівель [17, 18]. приблизно 10 %, у своїй вони становлять трохи більше 5 %
від загального обсягу будівництва. Каркас висотою до трьох поверхів
збирається з гнутих оцинкованих профілів за допомогою самонарізаючих
гвинтів. Слід зазначити, що в останні роки відомо використання тонкостінних
профілів у пішохідних. переходах [17, 18].
Область застосування тонкостінних оцинкованих профілів (ТОП) у
будівництві представлено рис. 1.4.

а б

в г

д
Рис. 1.4 – Тонкостінні оцинковані профілі (ТОП) у будівництві:
а – каркаси промислових та сільськогосподарських будівель; б –
малоповерхові будинки; в – об'єкти реконструкції та ремонту; г – конструкції
мансарди; д - багатоповерхові будівлі
1.3 Конструкції та вузлові з'єднання елементів з тонкостінних
оцинкованих профілів

Тонкостінні профілі в несучих конструкціях використовуються в
металевих несучих конструкціях [2, 3, 19, 20]. Вони здебільшого мають проліт
до 18 м-. Стрижні конструкції являють собою одиночні або складові профілі,
перерізи С-подібних профілів, профілів з поздовжніми елементами
жорсткості, виконані у вигляді канавок, заглиблень у полиці і стінці. Вузли
з'єднання елементів виконуються за допомогою болтів звичайної міцності, на
гвинтах, що самонарізають і самосвердліють [8, 16]. Вузли з'єднання елементів
конструкцій з тонкостінних профілів представлені рис. 1.5.

а б

Рис. 1.5 – Вузли з'єднання елементів із сталевих ТОП: а – з'єднання на
гвинтах; б – болтове з'єднання
При цьому є низка досліджень, де автори проводять натурні
випробування фрагментів будівель із вузловими сполуками з ТОП з метою
визначення фактичного НДС, оцінки дійсної роботи та виявлення
недосконалостей. На сьогоднішній день відомі результати натурних
випробувань несучих конструкцій із ТОП різного прольоту та
конструктивного рішення.
Випробування дослідних зразків ферм прольотом 6 м на самонарізних
сполучних гвинтах проводилося у вертикальному положенні, завантаження
виконувалося з допомогою домкратів [49]. Досвідчена ферма була
виготовлена з паралельними поясами висотою в габаритах 680 мм. Пояси
складаються з двох С-подібних профілів, а між ними встановлені решітки з
одиночних профілів. Випробування ферми із сталевих ТОП прольотом 6 м
показано на рис. 1.6.

а

в г
Рисунок 1.6 - Випробування ферми з ТОП прольотом 6 м: а - процес
навантаження ферми; б - граничний стан ферми [20]

Натурні випробування показали, що граничний стан ферми настав у
результаті викривлення полиць профілів після втрати місцевої стійкості
стінки, що спричинило втрату загальної стійкості опорних розкосів і стислих
поясів при зростанні вертикальних переміщень. Випробування дозволили
авторам дійти невтішного висновку, що з підвищення несучої здатності
конструкції необхідно шукати шляхи збільшення місцевої стійкості їх
елементів.
У дисертації Кретінін О.М. представив нову балку, де пояси виконані із
С-подібних профілів, а стінка із профільованого листа [21].
Проведено натурне випробування балки з двостінчастим
компонуванням стінки прольотом 9 м, де вичерпання здатності, що несе,
сталося в результаті втрати місцевої стійкості верхнього пояса. Автор у роботі
каже, що з'єднання тонкостінних елементів на болтах звичайної міцності, на
гвинтах, що самонарізають, малоефективні через низьку несучу здатність і
пропонує перехід на фрикційні з'єднання на високоміцних болтах.
У своїй дисертації Коротких О.Р. описав, як була розроблена та вивчена
ферма з ТОП із перехресними ґратами на зсувостійких з'єднаннях [15].
Особливість даної ферми полягає у ґратах, які є «механізмом», що
дозволяє забезпечити компактність при транспортуванні.
Випробування моделі ферми прольотом 3,7 м показали, що граничний
стан настав у результаті втрати місцевої стійкості опорного розкосу, яка
спровокувала втрату його загальної стійкості при навантаженні більшому на
28% від розрахункової. У роботі проведено дослідження багатоболтових
з'єднань тонких листів та визначено коефіцієнти умови роботи зсувостійких
з'єднань тонкостінних профілів, що залежать від кількості болтів у вузлі. При
цьому зазначено, що цинкове покриття мало впливає на коефіцієнт тертя
дотичних поверхонь.
У відповідності до методики випробування ферми прольотом 15 м.
Ферма була виготовлена з паралельними поясами з висхідними розкосами,
елементами зі складених гнутих профілів, з'єднаних на гвинтах, що
самонарізають. Зосереджене навантаження P під час випробувань
прикладалося до верхніх вузлів ферми за допомогою підвісної платформи, на
яку укладалися вантажі таровані. Ферма спиралася по кінцях на жорсткі стійки
із прокатних двотаврів, розкріплених із площини розпірками. У середині
прольоту ферми встановлена квадратна страхувальна вежа з прокатних
швелерів з відтяжками, що перешкоджають руйнуванню ферми після втрати
стійкості. За результатами випробувань авторами зазначається, що ферма
працювала в пружній стадії на 22% менше від прийнятого розрахункового
навантаження. Критичні напруження у перерізах елементів ферми склали
трохи більше 50 % розрахункового опору стали. Вузлові з'єднання витримали
граничне навантаження без деформацій [22]. Випробування ферми із сталевих
ТОП прольотом 15 м представлене рис. 1.7.

а

б

Рис. 1.7 – Випробування ферми із сталевих ТОП прольотом 15 м:
а – ферма з тонкостінних профілів прольотом 15 м; б – натурне випробування
ферми за допомогою підвісної платформи [22]
У роботі групи авторів [23] узагальнюються результати проведеного
випробування блоку з двох ферм із тонкостінних холодногнутих профілів
прольотом 18 м з кроком установки 3 м, з'єднані прогоном із укладанням
покриття із профільованого листа. На дві ферми відтворювалися такі
навантаження: власна вага, снігове та вітрове навантаження. Під час
випробувань авторами помічено, що реальна робота всієї конструкції не
спільна, а саме один профіль недовантажений, інший на стадії навантаження.
При цьому зроблено висновок, що розрахунок конструкції із сталевих ТОП за
існуючими теоретичними моделями не відповідає дійсній роботі, розбіжність
результатів приблизно 10-15%. Автори також пропонують запровадити
додатковий коефіцієнт надійності – 1.3 для проектування ферм із сталевих
ТОП. Руйнування болтового вузла ферми прольотом 18 м настало внаслідок
втрати стійкості з площини опорного та сусіднього з ним розкосу, що
представлено на рис. 1.8.

Рис. 1.8 – Руйнування болтового вузла ферми прольотом 18 м з елементами з
тонкостінних профілів [22,23]
У роботах [24] дається докладний опис розробки стенд та
випробування рамно-стрижневої конструкції з тонкостінних профілів
прольотом L=5,1 м з авторськими вузловими сполуками елементів [24].
Навантаження на вузли прикладалося за допомогою гідравлічних циліндрів,
що тягнуть, які безпосередньо були закріплені до силової плити під
випробуваною конструкцією. Для обмеження переміщень рами з площини
використовувалися зв'язки з дерев'яного бруса. Граничний стан конструкції
настав при навантаженні N=151 кН, яке відзначалося викривленням полиць
профілів, що спричинило деформацію верхнього пояса і втрату несучої
здатності всієї конструкції в цілому. Натурне випробування рамно-стрижнева
конструкція з елементами з тонкостінних профілів прольотом 5,1 м
представлено рис. 1.9.

а б

Рис. 1.9 – Натурне випробування рамно-стрижневої конструкції з елементами
з тонкостінних профілів прольотом 5,1 м:
а – випробувальний стенд та система навантаження; б – зминання полиць
профілів [24]
В останні роки широке застосування знаходять конструкції з тонкостінних
профілів з використанням у стислих елементах складеного перерізу з
елементами поздовжньої жорсткості [25, 26, 27]. Зокрема, відомо застосування
профілів з трапецієподібною частиною стінки, з'єднані на болтах листовою
фасонкою [28, 29]. Така ферма з тонкостінних профілів прольотом 18 м була
випробувана у Луцьку [8, 16].

а б

Рис. 1.10 – Випробування ферми з ТОП прольотом 18 м: а – процес
навантаження ферми; б – забезпечення стійкості ферми із площини
Граничний стан ферми настав при вузловому навантаженні 35 кН
внаслідок втрати місцевої стійкості стінки профілю в опорній зоні, а також
викривленням хвилеподібних полиць верхнього пояса. При цьому йдеться про
підвищеної деформативності конструкції, оскільки фактичні прогини
перевищили теоретичні на 8-10%. В роботі пропонуються ефективні вузлові
з'єднання з Н-подібних листових фасонок, які дозволяють передати зусилля на
стінку поясів при локальних навантаженнях. Руйнування ферми в опорному
вузлі представлено рис. 1.11.

Рис. 1.11 – Руйнування конструкції в опорній зоні внаслідок втрати місцевої
стійкості стінки [28]
У роботах, присвячених експериментальним дослідженням рамних
конструкцій із холодногнутих профілів підвищеної жорсткості, узагальнено
проведені натурні випробування рами прольотом 18 м із ТОП [31]. Форма
перерізу елементів рами ідентичні, як для ферми [32], парні профілі з
трапецієподібною частиною стінки товщиною 2 мм, з'єднані болтами
нормальної точності М10 листових фасонках товщиною 6 мм. Профілі
виготовлені зі сталі С345, фасонки та сполучні прокладки зі сталі С235.
Досвідчена рама складалася у складі блоку з чотирьох. Конструкція
покриття прогінна з профільованим листом з кроком 2,25 м. Кріплення
прогонів до ригеля на одному рівні на болтах М10 нормальної точності.
Прогини ригеля фіксувалися з допомогою прогібомерів ПАО-6, напруги з
допомогою тензометра Гугенбергера. Навантаження на покриття
прикладалося у вигляді рівномірно розподіленого, яке імітували мішки з
розфасованим піском по 25 і 50 кг. Передбачуване граничне навантаження –
q=210 кг м2. Рамна конструкція прольотом 18 м з елементами ТОП
представлена на рис. 1.12.

а б
Рис. 1.12 – Рамна конструкція прольотом 18 м з елементами з ТОП [32]
Граничний стан рамної конструкції настав у результаті втрати місцевої
стійкості полиці колони в карнизному вузлі при навантаженні q=215 кг/м2, при
цьому зазначається, що при навантаженні 187 кг/м2 відбулася втрата місцевої
стійкості полиць профілів стійки в зоні сполучення з ригелем. м з елементами
ТОП представлено на рис. 1.13.

а б
Рис. 1.13 – Граничний стан рамної конструкції прольотом 18 м з елементами
з ТОП: а – випукування стиснутих нижніх полиць ригеля у місці сполучення
з карнизною фасонкою; б - характер викривлень полиць колони [32].
У роботах під керівництвом професора Л.В. Енджієвського
пропонується новий тип несучих елементів з тонкостінних профілів з
трапецієподібною частиною стінки, що є замкнутим бікоробчастим перерізом
[33]. Перевагою даного перерізу автори виділяють підвищену здатність, що
несе, за умовою втрати стійкості полиць. При цьому подвійна товщина
верхнього пояса бікоробчастого перерізу дозволяє підвищити місцеву дію
локальних навантажень. Цей тип несучого елемента реалізований у рамній
конструкції прольотом 12 м. Навантаження рами здійснювалося за допомогою
системи важелів та гідравлічних домкратів. Гранична несуча здатність
конструкції рами становила – 210 кг/м2 при прольоті 12 м із кроком
встановлення 3 м. Руйнування рами сталося внаслідок втрати місцевої
стійкості стінок стиснутої частини ригеля в карнизних вузлах та зрізу частини
заклепок у зоні стику. Рамна конструкція прольотом 12 м із тонкостінних
профілів з бікоробчастим перерізом несучих елементів наведена на рис. 1.14.

Рис. 1.14 – Рамна конструкція прольотом 12 м із тонкостінних профілів з
бікоробчастим перетином несучих елементів [33]
Дослідження каркасу з тонкостінних профілів проводились у
Самарському будівельному університеті. Для розрахунку даних конструкцій
авторами було запропоновано емпіричний коефіцієнт запасу 1,25 [33].
За кордоном дослідженням несучих конструкцій та вузлових з'єднань із
ТОП присвячені праці таких вчених як: K.F. Chung, W.K. Yu, L. Lau, MF.
Wong, D. Dubina, R. Zaharia, Rahima Ummi Kulsum Nadya, Fathoni Usman та
інші [34-39].
1.4 Методики розрахунку елементів і вузлових з'єднань конструкцій з
тонкостінних оцинкованих профілів

В даний час в Україні для розрахунку та проектування конструкцій з
елементами зі сталевих тонкостінних профілів діє ДБН В.2.6-198:2014 Сталеві
конструкції. Норми проектування [6]. До цього в Україні довгі роки
використовували ГОСТ 23118-78 Конструкції металеві будівельні. Загальні
технічні умови. У зарубіжній практиці розроблено норми для проектування
конструкцій із сталевих тонкостінних профілів Єврокод 3 [40], американський
стандарт AISI [41] та інші. Однак при використанні даних нормативних
документів виникають складності, які ускладнюють процес проектування
конструкцій, зокрема, немає єдиного підходу для розрахунку тонкостінних
стрижнів, які могли б враховувати всі типи форми втрати стійкості.
Питаннями стійкості тонкостінних елементів, які з окремих пластин,
почали займатися ще ХІХ столітті. Стійкість рівноваги пластин під дією
поперечних і поздовжніх сил вперше отримано Сен-Венаном у 1883 [16]:

(1.1)
ω – прогин пластинки;
- циліндрична жорсткість платівки;
ν=0,3 – коефіцієнт Пуассона (для сталі);
t – товщина платівки;
q – рівномірно розподілене навантаження на платівку;
��x, �� , ��y�� – нормальні та дотичні зусилля в серединній площині
пластинки.
Подальші дослідження пов'язані з розв'язанням задачі стійкості пластин
при руйнуванні із застосуванням енергетичного критерію. Внесок у вивченні
цього питання вніс С.П. Тимошенко, який розглянув завдання стійкості
платівки за різних умов її спирання [42]. Поведінка тонкої платівки, краї якої
закріплені певним чином, відрізняється від стрижнів. Критична напруга
пластин нижче межі плинності і визначається за формулою:
(1.2)
Критичні напруження в пластинах засновані на теорії рівноваги за
незначних деформацій. При збільшенні напруг виникає перерозподіл
стискаючих напруг, деформації пластини зростають. Ця поведінка має назву
закритичної роботи.
В основі Єврокоду 3 [40] покладено теорію стійкості платівки
закріпленим по контуру. Ця методика, заснована на теорії закритичну роботу
пластин, має місце при розрахунку на позацентрове стиск перерізів простої
форми без елементів жорсткості. Крім того, ця методика не дозволяє оцінити
критичні напруження втрати стійкості при спотворенні перерізу (гіпотеза про
контур, що не деформується), а також не враховує вплив суміжних елементів
на стійкість перерізу в цілому.
Вчений Шафер запропонував "Метод прямого визначення несучої
здатності" [43]. В основі лежить пошук критичних навантажень для трьох
форм втрати стійкості у пружній стадії. Критичні зусилля пропонується
визначати за допомогою програми шляхом кінцевих смуг.
Внесок у розвиток теорії тонкостінних стрижнів відкритого профілю
зробив В.З. Власов [29, 30]. Проте запропонована теорія Власова не вирішує
весь комплекс проблем розрахунку тонкостінних стрижнів, оскільки
передбачає жорстку форму перерізу.
Вузлові з'єднання елементів з тонкостінних профілів виконуються в
основному на зварюванні, на самонарізних, гвинтах, що самосвердлять, болтах
звичайної міцності. Особливий інтерес викликають з'єднання тонкостінних
елементів на болтах, які дозволяють збільшити проліт несучих конструкцій
понад 15 м.
У нормативному документі [46,47] несучу здатність болтових з'єднань
визначають опором зім'яттю, що з'єднуються тонкостінних елементів:
(1.3)
Rbp – розрахунковий опір зім'яттю, що з'єднуються елементів болтами;
db – зовнішній діаметр болта;
γb – коефіцієнт умов роботи болтового з'єднання;
γс – коефіцієнт умов роботи елементів, що з'єднуються.
Досить багато робіт присвячено вивченню сполук елементів із
тонкостінних профілів товщиною сталі до 4 мм [12, 44]. У роботі [12]
говориться, що втрата несучої здатності зрізних з'єднань тонких листів
відбувається в результаті зминання отвору та подальшого зрізу (розрив листа
від отвору). Автори відзначають необхідність удосконалення нормативної
бази в частині для розрахунку болтових з'єднань тонкостінних елементів t<4
мм, а також констатують, що підвищення несучої здатності болтових з'єднань
можна досягти шляхом конструктивних заходів, які дозволять збільшити
робочу площа, що зминається, зокрема, використання шайб, болтів з великим
діаметром та інші.
Для підвищення несучої здатності з'єднань на болтах і гвинтах,
пропонується збільшити зминається площу шляхом відгину ділянок на кінцях
з'єднаних тонкостінних профілів.

Висновки по 1 розділу

Проведений огляд результатів літературних даних щодо
експериментальних та теоретичних досліджень несучих конструкцій, це
показало, що подальший їх розвиток, а саме збільшення прольоту L, несучої
здатності пов'язане з розробкою нових конструктивних форм та вузлових
з’єднань тонкостінних оцинкованих профілів. При цьому існуючі вузлові
з'єднання несучих конструкцій із сталевих топів необхідно розглядати окремо
з метою уточнення НДС та оптимізації постановки болтів. Складність
удосконалення вузлових з'єднань також посилюється тим, що в них
виключається виконання зварних з'єднань через порушення антикорозійного
покриття та малої товщини елементів, що обмежує коло конструктивних
заходів, які можна зробити. Єдино можливий шлях підвищення ефективності
застосування сталевих ТОП в несучих конструкціях – це розробка нових
вузлових сполук, які відповідають вимогам доцільності використання
матеріалу та забезпечення міцності.
Відповідно до поставленої мети вирішувалися такі завдання.
1. Аналіз існуючих технічних рішень несучих конструкцій та їх
болтових з'єднань елементів із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів,
а також методів їх розрахунку та конструювання.
2. Обґрунтування досліджень болтового з'єднання елементів із сталевих
тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки,
ідентичного з'єднанню верхнього пояса ферми прольотом.
Виявлення характеру розподілу напруги в болтовому з'єднанні по висоті
стінки сталевих тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною
частиною.
3. Обґрунтування нових болтових з'єднань елементів із сталевих
тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки, що
дозволяють виконати багаторядну систему постановки болтів, визначення
фактичної несучої здатності та аналіз напружено-деформованого стану
складових елементів.
РОЗДІЛ 2. АНАЛІЗ ДОСЛІДЖЕНЬ ФЕРМИ З ЕЛЕМЕНТАМИ З
ТОНКОСТЕННИХ ОЦІНКУВАНИХ ПРОФІЛІВ ПРОЛІТОМ 24 М
2.1 Ферма прольотом 24 м з елементами з тонкостінних оцинкованих
профілів
В останні роки у зв'язку з високими темпами розвитку вітчизняного
будівельного сектора починають застосовуватися швидкобудуюємі будівельні
конструкції, у тому числі на основі сталевих тонкостінних оцинкованих
профілів. Обсяг випуску даних профілів з кожним роком збільшується,
відповідно з'являються нові заводи з виробництва. При цьому деякі заводи не
тільки зупиняються на випуску ТОП, а й починають налагоджувати збірку
несучих конструкцій (балки, ферми, рами).
Підприємство ЗАТ «Аріада» виготовило кроквяну ферму прольотом 24
м з елементами із сталевих ТОП. На стадії проектування підібрано переріз
елементів і сконструйовано вузли. При цьому несуча здатність та
деформативність даної ферми визначена теоретично, проте для вивчення її
дійсної роботи потрібно натурне випробування через особливості складного
НДС сталевих ТОП. Проведені експериментальні дослідження ферми з
елементами із сталевих ТОП дозволять внести окремі коригування, розкрити
недоліки вузлових з'єднань та підтвердити правильність прийняття
теоретичних передумов розрахунку на стадії проектування.
Ця ферма має проліт 24 м і виготовлена з ухилом верхнього пояса,
висотою в середині прольоту hпр=2200 мм, на опорі hоп=1850 мм.
Тонкостінні профілі виготовлені зі сталі класу С350. Верхній пояс ферми
виконаний з парних профілів С-подібного перерізу з трапецієподібною
частиною стінки, нижній пояс та елементи розкосу парних С-подібних
перерізів без елементів жорсткості. Ферма прольотом 24 м з елементами із
сталевих тонкостінних оцинкованих профілів представлена рис 2.1.

а

б

Рис. 2.1 – Ферма прольотом 24 м з елементами із сталевих тонкостінних
оцинкованих профілів: а – схема напівферми; б – напівфермова модель
Вузли з'єднання елементів ферми виконані на болтах М16 класу міцності
5.8, класу точності за допомогою листових фасонок товщиною t=16 мм.
Фасонка виготовлена із сталі класу С245. Перетин елементів підібрані на
погонне навантаження P=34,7 кН∙м. Верхній і нижній пояс ферми складається
з двох елементів, з'єднаних у середині прольоту. Тонкостінні профілі захищені
цинковим покриттям. Перерізи елементів ферми представлені у таблиці 2.1.

Таблиця 2.1 - Перетин елементів ферми
Елемент ферми Поперечний Марка профілю Геометричні
переріз профілю параметри
профілю, мм
Верхній пояс 2АСГ 400-100- H=400; В=100;
ВП-1 30-4.0 t=4,0; С=30

Нижній пояс НП- 2АС 400-98-25- H=400; В=100;
1 4.0 t=4,0; С=25

Проліт P1-P2 2АС 350-98-25- H=350; В=98;
4.0 t=4,0; С=25

Проліт P3-P4 2АС 250-90-20- H=250; В=90;
3.0 t=3,0; С=20

Враховуючи прийняту конструктивну форму та вузлові з'єднання
елементів ферми потрібно:
– розробити стенд та методику випробування ферми прольотом 24 м з
елементами із сталевих ТОП; – провести натурне випробування, визначити
фактичну несучу здатність ферми;
– проаналізувати граничний стан ферми, зіставити дійсне НДС
конструкції з розрахунковою теоретичною моделлю, виявити недосконалість
вузлових сполук для подальшого дослідження та вдосконалення.

2.2 Розробка стенду для натурного випробування ферми прольотом 24 м

На сьогоднішній день відомі різні методики випробувань несучих
конструкцій [10,15,18]. Деякі з них представлені в главі 1, при цьому вони
мають певні переваги та недоліки у конкретних умовах проведення
досліджень. Натурне випробування ферми прольотом 24 м із сталевих ТОП
прийнято проводити у горизонтальному положенні. Це рішення обумовлено
необхідністю дотримання техніки безпеки персоналу на стадії завантаження
конструкції.
Для проведення випробувань було розроблено проект стенду розміром
6×24 м, [45].
Стенд складається з напрямних, виконаних із сталевих холодногнутих
профілів, які встановлюються на залізобетонні блоки розмірами 300×300×300
мм. Проектне рішення стенду наведено в додатку A. Однак фактична
реалізація стенду відрізняється від проектного, де при розробці залізобетонні
блоки замінені на сталеві стійки, що дозволяють вирівнювати горизонтальну
установку за рахунок болтових з'єднань. Проект горизонтального стенду для
випробування ферм прольотом до 24 м представлений рис. 2.3.

Рис. 2.3 – Проект горизонтального стенду для випробування ферм прольотом
до 24 м: С1, С2 – сталевий тонкостінний С-подібний профіль 200×80 мм;

2.3 Аналіз методик проведення випробувань ферми
Натурне випробування ферми проводиться на спеціально розробленому стенді
в горизонтальному положенні. випробувань (б) представлені рис. 2.4.

а

б
Рис. 2.4 – Установка на стенд ферм прольотом 24 м: a – схема укладання ферм
на стенд; б – укладання ферм під час випробувань
Листова пластина в опорній частині ферм представлена рис. 2.5.

Рис. 2.5 – Листова пластина в опорній частині ферм
Для передачі навантаження на ферму розроблено систему гідравлічного
завантаження, схема якого показана на рис. 2.6.

Рис. 2.6 – Схема встановлення гідравлічної системи
Для передачі навантаження на ферму у вузлах верхнього пояса
встановлені гідродомкрат ДУ10П250 з максимальною силою тиску P=100 кН.
Дані гідродомкрати торцевою поверхнею оперти на упори, з'єднані болтами до
елементів кріплення прогонів, при цьому вони пов'язані між собою через
систему шлангів РВД2000К. Подача тиску здійснюється за допомогою ручної
насосної станції НРГ-8080. У гідравлічній системі за допомогою спеціальних
дільників РПЛ 1–5 створюється однаковий тиск, а на виході насосної станції
встановлюється вібростійкий манометр МА100ВУ63, за яким фіксується
значення навантаження на вузол. Для забезпечення стійкості ферми з площини
з кроком 1,5 м встановлені балки, що утримують, шарнірно з'єднані з
елементами стенду. Установка гідродомкратів та елементів, що забезпечують
стійкість ферм з площини, розташування гідродомкратів (а) та шарнірне
кріплення гідродомкрата до випробувального стенду (б) представлені на рис.
2.7.

а

б

Рис. 2.7 – Установка гідродомкратів та елементів, що забезпечують стійкість
ферм із площини: а – розташування гідродомкратів; б – шарнірне кріплення
гідродомкрата до випробувального стенду
Розмір вузлового навантаження на ферму визначається за такою формулою:
F=M×A, (2.1)
де M - Свідчення по манометру, МПа;
A=π×r2 – площа поперечного перерізу плунжера гідроциліндра, см2;
r=2,2 см – радіус плунжера гідроциліндра.
Вертикальні переміщення ферми вимірюються індикатором годинного
типу 6-ПАО, який закріплений у середині прольоту нижнім поясом. Процес
виміру прогину нижнього пояса ферми представлений рис. 2.8.

Рис. 2.8 – Процес вимірювання прогину нижнього поясу ферми (індикатор
годинного типу 6-ПАТ)
Завантаження ферми виконується етапами p=5,0 МПа, де p –
розрахунковий тиск у системі. Після 15-хвилинної витримки навантаження, на
кожному етапі знімаються показання приладів, проводиться візуальний огляд
стану конструкції на наявність дефектів та місцевих змін. Завантаження
ведеться до руйнування ферм. Критеріями граничного стану ферм є: -
руйнування будь-якої болтової сполуки ферми або розтягнутого (стиснутого)
стрижня; - Відсутність стабілізації прогину ферми при витримці навантаження
10-15 хвилин; - Втрата місцевої стійкості елементів, що передують втрати
загальної стійкості ферми.
Випробувана ферма вважається нормальною до експлуатації, якщо
руйнівне навантаження, що прикладається, на ферми перевищує розрахункове
значення в 1,25 рази.

2.4 Аналіз загальновідомих чисельних досліджень ферм прольотом 24 м з
елементами із тонкостінних оцинкованих профілів

Чисельне дослідження ферми проводилося ПК «ЛІРА-САПР» за
стрижневою «шарнірною» моделлю. Розрахункове навантаження на вузол
склало P=34,7 кНм×1,5м=52,05 кН, де 1,5 м – крок вузлів. Вузлові сполуки
елементів прийняті шарнірними щодо осі UY. Розрахункова схема ферми
представлена рис. 2.9.

а б

в

Рис. 2.9 – Створення розрахункової схеми ферми у ПК «ЛІРА-САПР»: а –
розташування місцевих осей та шарнірне кріплення елементів у вузлах; б -
моделювання перерізу верхнього в конструкторі тонкостінних перерізів; в –
розрахункова схема ферми
Максимальні вертикальні переміщення у середині нижнього пояса від
розрахункового навантаження склали δ=68,9 мм. Жорсткості елементів ферми
створювалися з допомогою конструктора тонкостінних перерізів (КТС-
САПР). В результаті статичного розрахунку визначені зусилля в елементах та
максимальні вертикальні переміщення нижнього поясу ферми. Вертикальні
переміщення елементів осі Z представлені рис. 2.10.

Рис. 2.10 – Вертикальні переміщення елементів по осі Z
Значення поздовжніх зусиль у елементах ферми показано рис. 2.11.

Рис. 2.11 – Значення поздовжніх зусиль у елементах ферми

2.5 Аналіз відомих досліджень, щодо натурних випробувань ферми

Випробування ферм проводилося кілька етапів. Перший етап
випробувань виготовлений для ферми, де нижній пояс виконаний із двох
частин, з'єднаний болтами через листову фасонку в середині прольоту. На
першому етапі випробувань досягнуто вузлове навантаження F=36,5 кН, що
на 30 % менше за розрахункову, при цьому прогин ферми склав f=96 мм, що
на 39 % більше значення від розрахункового навантаження і перевищує
гранично допустимий прогин за ДБН В.2.6-198:2014 [6]. Деформації нижнього
пояса ферми першому етапі натурних випробувань представлені малюнку
2.12.
Після першого етапу випробувань прийнято рішення про заміну
нижнього пояса ферми з метою виключення найбільш навантаженого стику із
середини прольоту. Далі нижній пояс ферми виконаний із трьох частин,
з'єднаний болтами у вузлах через листову фасонку. Середня частина нижнього
поясу ферми прийнята завдовжки 8,7 м, крайні – по 5,9 м (рис. 2.13).

Рис. 2.12 – Деформація нижнього поясу ферми на першому етапі натурних
випробувань

а

б

Рис. 2.13 – Ферми прольотом 24 м з елементами із сталевих ТОП: а – вихідні
ферми, нижній пояс із двох елементів;
Зміни також зроблені для центрального вузла верхнього пояса. Для
підвищення жорсткості вузла та забезпечення спільності роботи верхнього
пояса приварена сталева листова пластина таврового перерізу з площини.
Зазначається, що для підвищення жорсткості у вузлі ферми необхідний
детальніший розгляд та вдосконалення з'єднання. Центральний вузол
верхнього пояса ферми з елементами сталевих ТОП представлений на рис.
2.14.

а б

Рис. 2.14 – Центральний вузол верхнього пояса ферми прольотом 24 м з
елементами із сталевих ТОП: а – проектне рішення центрального вузла
верхнього пояса ферми; б – конструктивна зміна вузла шляхом
приварювання листової пластини

Другий етап випробувань ферми показав, що прийняті конструктивні
зміни дозволили зменшити прогин, проте при вузловому навантаженні
F=48,60 кН (93,37 % від розрахункового навантаження) відбулася втрата
стійкості із площини стислих елементів. Прогин ферми в середині прольоту за
показаннями індикатора вартового типу склав f=80,1 мм, що на 17 %
перевищує теоретичний від розрахункового навантаження. Втрата стійкості
відбувалася витріщенням елементів ферми та відривом стенду від поверхні
його кріплення. Хід проведення натурного випробування ферми з
тонкостінних профілів показує підвищені показники деформативності
конструкції за рахунок з'єднань болтових елементів класу точності B і місць
зміни жорсткості. Вертикальне переміщення з площини крайніх вузлів ферм
та елементів стенду представлено малюнку 2.15.

Рис 2.15 – Вертикальне переміщення із площини крайніх вузлів ферм та
елементів стенду
Після цього ухвалено рішення про завантаження стенду в опорних
частинах ферм вантажем по 15 кН, що дозволило провести подальше
завантаження. Привантаження стенда сталевими штрипсами в опорних
частинах представлено рис. 2.16.

Рис. 2.16 – Привантаження стенда сталевими штрипсами в опорних частинах
Далі випробування успішно проведені згідно з розробленою методикою,
де критерієм забезпечення необхідної несучої здатності ферми є досягнення
фактичного навантаження за результатами випробувань до величини, що
перевищує розрахункове навантаження на 25%. При цьому досягнуто вузлове
навантаження F=67,64 кН, а прогин ферми за показаннями індикатора
годинного типу становив f=97,4 мм. Випробування зупинено в момент
повторного раптового переміщення із площини крайніх вузлів ферм та
елементів стенду. Втрата стійкості з площини крайніх вузлів ферми та відрив
стенду від поверхні кріплення разом із привантаженням показано на рис. 2.17.

Рис. 2.17 – Втрата стійкості з площини крайніх вузлів ферми та відрив стенда
від поверхні кріплення разом із привантаженням
Результати вимірів деформації ферми від навантаження за натурними
випробуваннями наведено у таблиці 2.2.
Таблиця 2.2 - Дані деформації ферми від навантаження за натурними
випробуваннями
Тиск за 10 20 25 30 40 44,5
манометром,
МПа
Вузлове 15,2 30,4 38,2 45,6 60,8 67,6
навантаження,
кН
Прогин у 23,1 45,6 60,4 76,1 87,2 97,4
середині
прольоту
ферми δ, мм

2.6 Аналіз відомих результатів випробувань та чисельних досліджень
ферми без урахування податливості
Під час проведення натурних випробувань ферми було внесено
конструктивні зміни, а саме здійснено заміну нижнього поясу. Новий нижній
пояс складається з трьох частин - середній довжиною 8,7 м і крайні - 5,8 м.
Отже, для адекватного порівняно аналізу отриманих результатів
прогинів за чисельними дослідженнями та натурними випробуваннями ферми
необхідно виконати розрахунок у ПК «ЛІРА-САПР» з урахуванням даних
змін. Розрахункова схема ферми з урахуванням конструктивних змін
представлена на рис. 2.18. Для порівняння з даними, отриманими при
натурному випробуванні ферми, навантаження прикладалося поетапно з
фіксацією вертикальних переміщень осі Z в площині ферми. Дані прогинів
ферми за чисельними дослідженнями без урахування податливості вузлів
наведено у таблиці 2.3.

а

б

Рис. 2.18 – Розрахунок ферми у ПК з урахуванням конструктивних змін: а –
розрахункова схема; б – переміщення елементів ферми по осі Z при вузловому
навантаженні P=67,6 кН
Аналіз вертикальних переміщень нижнього поясу ферми за натурними
випробуваннями та чисельними дослідженнями в ПК показує, що
розрахункова модель відповідає дійсній роботі конструкції. Проте різниця
прогинів на останніх етапах випробування ферми становить 8-12%.
Передбачається, що ця різниця обумовлена податливістю болтових з'єднань,
вплив якої необхідно враховувати при проектуванні та розрахунках ферм із
тонкостінних профілів.
Таблиця 2.3 - Дані деформації ферми за чисельними дослідженнями без
урахування податливості вузлів
Тиск за 10 20 25 30 40 44,5
манометром,
МПа
Вузлове 15,2 30,4 38,2 45,6 60,8 67,6
навантаження,
кН
Прогин у 19,3 37,1 51,2 64,2 77,3 85,9
середині
прольоту
ферми δ, мм

2.7 Врахування податливості болтових з'єднань елементів ферми з
тонкостінних оцинкованих профілів
При проектуванні конструкції на болтових з'єднаннях виникають
питання впливу податливості на НДС. У вузлах на болтах класу точності B,
крім зсуву, що виникає за рахунок різниці діаметрів отвору та стрижня болта,
також має місце зминання кромок отвору, подовження елементів та інші
фактори, що впливають на податливість. Ці фактори значно роблять внесок на
збільшення деформативності конструкції. Раніше проведені натурні
випробування та порівняння їх з розрахунковою моделлю в ПК підтвердили
це та вказали на необхідність урахування податливості при розрахунках та
проектуванні конструкцій. У дисертації Семенова О.С. [9] пропонується
враховувати податливість болтових з'єднань шляхом зміни жорсткості ЕА. У
цьому Семенов А.С. [9] пропонує ввести коефіцієнт kt - коефіцієнт зминання
сталі товщиною t, що враховує вплив болта на кромки отвору. Для оцінки
впливу податливості болтових з'єднань на деформативність ферми розглянемо
модель вузла ферми з урахуванням усіх параметрів, що дозволяють отримати
роботу, наближену до дійсності.
Алгоритм розрахунку конструкцій з урахуванням податливості
болтових з'єднань наступний, [9]:
1) Виконується статичний розрахунок ферми без урахування
податливості, визначаються зусилля та переміщення;
2) Проводиться збір даних щодо конструювання вузла: клас точності,
міцності болтів, товщина елементів, що з'єднуються, величина відхилень
отворів при виготовленні;
3) Виконується чисельне моделювання болтового з'єднання та
знаходиться абсолютне подовження ∆l;
4) Значення абсолютного подовження ∆l вводиться в ПК для стрижнів
через поздовжню жорсткість EA по місцевій осі вздовж стрижня та
виконується новий статичний розрахунок.
При цьому можна піти шляхом визначення наведеного модуля
пружності Епр і ввести в ПК для стрижнів конструкції. Для визначення
наведеного модуля пружності Епр скористаємося законом Гука [33]:
(2.2)
∆l – абсолютне подовження елемента;
N – поздовжнє зусилля у стрижні ферми;
E – модуль пружності;
А – площа поперечного перерізу стрижня ферми.
Абсолютне подовження елемента ферми в з'єднаннях на болтах
звичайної міцності скрадатиметься з трьох складових: поздовжнє подовження
самого елемента ∆1, зазор між отвором і стрижнем болта ∆2 та
пружнопластичні деформації отвору за рахунок тиску стрижня болта ∆3:
∆l = ∆1 + ∆2 + ∆3 (2.3)
Знайдемо Епр із формули (2.2):
(2.4)
При цьому з огляду на те, що модуль пружності можна знайти як:
(2.5)
Тоді формула (2.4) остаточно представляє вигляд:
(2.6)
Таким чином, наявність нелінійної складової деформування отвору
болтового з'єднання дає відмінний модуль пружності спочатку заданого.
Однак знаходження пружно-пластичних деформацій отворів болтового
з'єднання ∆3 є досить трудомістким і вимагає проведення окремих досліджень
дослідних зразків.
Для обліку податливості болтових з'єднань, оцінки вкладу її на
деформативність і для порівняння з даними отриманими при натурному
випробуванні ферми прольотом 24 м із сталевих ТОП розглянуто стик
елементів нижнього пояса. Розглянуто моделювання з'єднання в ПК з
урахуванням класу точності, міцності болтів та фактичних характеристик
тонкостінного профілю. Вузол нижнього пояса виконаний з парних
тонкостінних профілів С-подібного перерізу товщиною t=4 мм, висотою
H=400 мм, болти класу точності B, міцності класу 5.8, розташовані в три ряди.
Зусилля нижнього пояса, що розтягує, прийнято зі статичного розрахунку
ферми без урахування податливості. Звичайно-елементна модель з'єднання
нижнього поясу ферми з ТОП представлена на рис. 2.19.

Рис. 2.19 – Звичайно-елементна модель з'єднання нижнього поясу ферми з
ТОП
За результатами чисельного моделювання вузла отримано абсолютне
подовження вузла вздовж зусилля – ∆l = 1,25 мм. Отримане значення введено
у розрахункову модель у ПК для стрижнів у поздовжню жорсткість EA по
місцевій осі вздовж стрижня для тих елементів, де передача зусиль
відбувається через болтове з'єднання.
(2.7)
(2.8)
(2.9)
Розрахункова схема ферми з урахуванням податливості болтових
з'єднань представлена на рис. 2.20.

Рис. 2.20 – Розрахункова схема ферми з урахуванням податливості болтових
з'єднань
За підсумками розрахунку отримано значення вертикальних переміщень
вузлів на всіх етапах завантаження ферми як при натурному випробуванні.
Значення вертикальних переміщень осі Z в площині ферми за результатами
чисельного дослідження з урахуванням податливості вузлових з'єднань
представлені в таблиці 2.4.
Таблиця 2.4 - Прогин ферми з розрахунку з урахуванням податливості вузлів
Тиск за 10 20 25 30 40 44,5
манометром,
МПа
Вузлове 15,2 30,4 38,2 45,6 60,8 67,6
навантаження,
кН
Прогин у 22,9 44,2 59,7 75,1 86,2 95,7
середині
прольоту
ферми δ, мм

Результати вертикальних переміщень ферми по осі Z при вузловому
навантаженні P=67,6 кН представлені рис. 2.21.

Рис. 2.21 – Вертикальні переміщення ферми по осі Z при вузловому
навантаженні P=67,6 кН з урахуванням податливості вузлів
Вклад згинального моменту на деформації у вузлі зневажливо малий
порівняно з поздовжньою силою. Отже, згинальна жорсткість змінюється
незначно з урахуванням податливості вузлів. Зміна поздовжньої жорсткості у
розрахунковій схемі збільшує вертикальні переміщення приблизно на 10 %,
при цьому внутрішні зусилля у ґратах ферми змінюються в межах 3–5 %. Про
аналогічні отримані результати для ферми прольотом 18 м йдеться й у роботі
Семенова А.С. [9]. При цьому вельми цікавим є подальший розгляд вкладу
редукованих характеристик стислих елементів на деформативність
конструкцій. Залежність прогинів нижнього пояса ферми від вузлового
навантаження представлена на рис. 2.22.

Рис. 2.22 - Залежність прогинів нижнього пояса ферми від вузлового
навантаження

Висновки по розділу 2
За результатами аналізу відомих досліджень конструкцій ферми
прольотом 24 м з елементами із сталевих тонкостінних оцинкованих профілів
можна зробити такі висновки:
1. При проектуванні та розрахунках ферми з елементами із
тонкостінних профілів необхідно враховувати підвищену деформативність
конструкції, викликану за рахунок податливості болтових з'єднань.
2. Ферма прольотом 24 м з елементами із сталевих тонкостінних
оцинкованих профілів має необхідну несучу здатність і деформативність за
умови виключення стику елементів нижнього пояса з найбільш навантаженої
частини.
3. З'єднання верхнього поясу ферми зі сталевого ТОП із
трапецієподібною частиною стінки вимагає окремого розгляду з метою
уточнення дійсної роботи та оптимізації розміщення болтів.
4. Центральний вузол верхнього пояса ферми необхідно розглянути
докладніше і запропонувати конструктивне рішення, що дозволяє забезпечити
стійкість із площини в процесі монтажу та її експлуатації.

РОЗДІЛ 3. ДІЙСНА РОБОТА БОЛТОВОЇ СПОЛУКИ
ТОНКОСТЕННИХ ОЦІНКУВАНИХ ПРОФІЛІВ З
ТРАПЕЦІЄВИДНОЮ ЧАСТИНОЮ СТІНКИ КОНСТРУКЦІЇ
3.1 Болтове з'єднання тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки
Досвід застосування несучих конструкцій із сталевих тонкостінних
профілів показує, як правило, в стислих елементах конструкцій (верхній пояс,
розкоси ферм, колони рам) для підвищення місцевої стійкості застосовуються
профілі. , заглиблень, виконані в стінках або полицях. Зокрема, до цих видів
профілів відноситься тонкостінні профілі з трапецієподібною частиною
стінки, яка представлена на рис. 3.1 [9, 30, 32].

Рис. 3.1 – Сталевий тонкостінний профіль з трапецієподібною частиною стінки
При цьому дані профілі в основному використовуються в несучих
конструкціях у вигляді складового елемента, що утворює двотавровий переріз,
де вони з'єднуються на болтах з листовою фасонкою. Складовий болтовий
вузол з'єднання сталевих тонкостінних профілів з трапецієподібною частиною
стінки представлений на рис. 3.2.

Рис. 3.2 – Складовий болтовий вузол з'єднання сталевих тонкостінних
профілів з трапецієподібною частиною стінки
Слід зазначити, що у вузлі постановка болтів можлива тільки в зоні
контакту листової фасонки та профілю, так як у частині трапецієподібної
стінки утворюється вільний зазор, який ускладнює виконання з'єднання. При
цьому в ДБН В.2.6-198:2014 «Сталеві конструкції. Норми проектування» не
регламентовані максимально допустимі відстані між отворами металовиробів,
зазначені лише мінімальні відстані для конструювання болтових з'єднань,
однак у ДБН В.2.6-198:2014 дані вимоги щодо максимальних відстаней є. З
огляду на це потрібно уточнення дійсної роботи сталевого тонкостінного
профілю у складі вузла в зоні трапецієподібної частини стінки.

3.2 Конструктивне рішення та матеріали складання дослідного зразка
Для вивчення НДС сталевого тонкостінного профілю з
трапецієподібною частиною стінки у складі болтового з'єднання розроблено
дослідний зразок, наведений на рис. 3.3. Дослідний зразок є наближеним
аналогом центрального вузла верхнього пояса ферми прольотом 24 м, який
складається з двох ТОП з трапецієподібною частиною стінки за ТУ 14-1-5065-
2006. Висота профілю складає H=400 мм, ширина B=100 мм, товщина t=4 мм,
клас сталі С350. Профілі зверху з'єднані зварюванням сталевою листовою
пластиною з розмірами 400×240×16 мм. При цьому тонкостінні профілі
з'єднані листовою фасонкою на болтах М16 класу міцності 5.8 двома рядами з
кроком 50 мм у кількості 14 штук. Листова фасонка товщиною t=16 мм із сталі
класу С245, яка з'єднана опорною пластиною -400×100×16 на зварюванні.

Рис.3.3 – Досвідчений зразок болтового з'єднання

3.4 Аналіз відомих експериментальних досліджень дійсної роботи
болтового з'єднання
3.4.1 Програма та методи експериментального дослідження

Випробування дослідного зразка дозволить отримати найбільш точні та
повні дані про роботу болтового з'єднання та порівняти НДС на різних етапах
завантаження з попередніми розрахунками, виявити резерви несучої здатності.
Таким чином, мета експерименту полягає у вивченні дійсної роботи
дослідного зразка, а також зіставленні реальної напруги з результатами,
отриманими при чисельному моделюванні.
Основні завдання експерименту: 1. Аналіз напружено-деформованого
стану (НДС) парних тонкостінних оцинкованих профілів з трапецієподібною
частиною стінки в болтових з'єднаннях; 2. Виявлення характеру руйнування
зразка; 3. Порівняння результатів при чисельному моделюванні та натурному
випробуванні дослідного зразка.
Для проведення натурного експерименту зібрана установка, ідентична
з'єднанню верхнього поясу ферми та моделі, сформованої у ПК SolidWorks.
Реєстрація напруг здійснюється тензометричними датчиками BE-120-10 AA
(11), встановлені у місцях постановки верхніх, середніх та нижніх болтів у
тонкостінному профілі. Тензометричні датчики з'єднуються з тензостанцією
Nationals Intruments NI cDAQ-9188 через систему проводів. Тензостанція
підключається до персонального комп'ютера, де через програму NI LabVIEW-
2015 відбувається збір даних напруженого стану зразка. Додаток
навантаження здійснюється за допомогою преса "ASTM-Digital", при цьому
переміщення штока преса та збільшення навантаження регулюється за
допомогою програми "Testing_M-auto". Вимірювання вертикальних
переміщень сталевого тонкостінного профілю проводиться індикаторами
годинного типу 6-ПАО, а також величиною ходу преса преса. Підготовка
дослідного зразка до випробування представлена на рис. 3.6.

а

б
Рис. 3.6 – Підготовка дослідного зразка до випробування: а – розташування
тензометричних датчиків та індикатора годинного типу 6-ПАТ; б –
вимірювальне обладнання НДС дослідного зразка

3.4.2 Результати експериментального дослідження дослідного зразка

Навантаження дослідного зразка виконувалося поетапно із
навантаженням по 100 кН. Для збереження статичності програми
навантаження швидкість руху штока преса регулювалася. Наприкінці кожного
етапу випробувань проводився візуальний огляд зразка на наявність місцевих
змін у сталевому тонкостінному профілі. Випробування дослідного зразка на
пресі представлено рис. 3.7.

Рис. 3.7 - Випробування дослідного зразка на пресі
Графік залежності переміщення штока преса L (мм) від вузлового
навантаження N (кН) на пресі ASTM-Digital показаний на рис. 3.8.

Рис. 3.8 – Графік залежності переміщення штока преса L(мм) від
вузлового навантаження N(кН) на пресі ASTM-Digital
Повне вичерпання несучої здатності дослідного зразка сталося внаслідок
втрати місцевої стійкості трапецієподібної частини стінки тонкостінного
профілю, вище за зону розташування верхніх болтів при навантаженні
N=956,43 кН. Подібний характер руйнування вузла із сталевих ТОП із
трапецієподібною частиною стінки спостерігалося при натурному
випробуванні ферми прольотом 18 м [8, 30, 32]. Однак даний вид руйнування
вузла у вигляді втрати місцевої стійкості стінки тонкостінного профілю не
описується проведеними дослідженнями, що говорить про необхідність
окремого розгляду вузла. При цьому згідно з [8] відомий вплив початкових
дефектів на розрахункову здатність вузла, що несе. Облік початкових
недосконалостей матеріалу дозволяє перейти в пружнопластичну зону при
напругах 0,58Ry за рахунок додаткових напруг, пов'язаних з виникненням
∆Mx та ∆My. Вплив недосконалостей тонкостінних профілів на розрахункову
здатність болтового вузла вимагає додаткових досліджень. Вичерпання
несучої здатності болтового з'єднання тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки представлено на рис. 3.9.
Тензометричні датчики протягом всього етапу випробувань фіксували
дані значень зусиль у тонкостінному профілі. З урахуванням отриманих
результатів НДС побудовано графіки розподілу напруги по висоті профілю за
перерізами верхніх, середніх і нижніх болтів при розрахунковому
навантаженні N=631,98 кН, як при чисельному моделюванні зразка.

Рис. 3.9 – Повна руйнація дослідного зразка
Потрібно відзначити, що датчики 3, 4, 7 та 11 встановлені не по осі
болтів, а зміщені кілька у бік середини профілю. Розподіл напруги за висотою
стінки сталевого ТОП за даними тензометричних датчиків представлено на
рис. 3.10.

а б

в
Рисунок 3.10 – Розподіл напруги по висоті стінки сталевого ТОП за даними
тензометричних датчиків на рівні: a – верхніх; б – середніх; в – нижніх болтів,
де 4–18 вузли із графіка див. рис. 3.5, 1–11 тензометричні датчики та їх
показання рис. 3.9.
Схожість результатів розподілу еквівалентних напруг за чисельними та
експериментальними дослідженнями дослідного зразка знаходиться в межах
5-20 %. Натурний експеримент підтвердив міркування про те, що у болтовому
вузлі по висоті тонкостінного профілю напруги розподіляються нерівномірно.

3.5 Аналіз напружено-деформованого стану болтового з'єднання
тонкостінного оцинкованого профілю з трапецієподібною частиною
стінки

Аналіз графіків розподілу еквівалентних напруг по висоті сталевого
тонкостінного профілю дозволяє зробити висновок про те, що в болтовому
з'єднанні ТОП з трапецієподібною частиною стінки при дворядній постановці
болтів відбувається нерівномірний розподіл зусиль. А саме під болтами у
верхній частині вузла в тонкостінному профілі напруги мінімальні, а в нижній
частині максимальні. У трапецієподібної частини стінки профілю
спостерігається зворотне явище, де у верхній області вузла напруги більше,
ніж у нижній частині. Отримана закономірність свідчить, що традиційний
підхід, коли розрахункова здатність болтового з'єднання визначається як:
N=n×Nbmin – для даного вузла вимагає коригування. З огляду на виявлену
закономірність необхідно уточнювати методику розрахунку болтового вузла з
використанням тонкостінних профілів з поздовжніми елементами жорсткості
з постановкою болтів у зоні контакту з листовою фасонкою за формулами (3.4
– 3.10).
При цьому для більш рівномірного сприйняття зусиль і максимального
розтину резервів несучої здатності сталевого тонкостінного профілю з
трапецієподібною частиною доцільно розглянути перехід на багаторядну
систему постановки болтів у зоні трапецієподібної частини стінки профілю.
Необхідно відзначити, що розглянутий дослідний зразок, наближений до
центрального вузла верхнього пояса ферми і багато інших вузлів несучих
конструкцій із застосуванням складового перерізу із сталевого тонкостінного
профілю з трапецієподібною частиною стінки не задовольняють вимогам ДБН
В.2.6-198:2014. максимальні та мінімальні відстані між отворами з'єднання.
Для цього зразка мінімальна відстань між отворами болтів:
2,5×d=2,5×17=42,5 мм (3.11)
d=db+1=17 мм – діаметр отвору
db -діаметр болта; максимальна відстань:
18×t=18×4=72 мм (3.12)
t – товщина найтоншого зовнішнього елемента.
Однак насправді для дослідного зразка відстань між болтами поперек
зусилля, що діє, становить a=336 мм. При цьому зазначені вимоги зведення
правил для вузла не можуть виконуватися, так як у стінці сталевого ТОП є
плоска увігнута ділянка (трапецієподібна частина), де постановка болтів не
представляється можливим.

3.6 Напружено-деформований стан вузла при постановці додаткових
рядів болтів у зоні трапецієподібної частини стінки профілю
Проведені дослідження дослідного зразка сталевого ТОП з
трапецієподібною частиною стінки показали, що необхідно розглянути
перехід до багаторядної системи постановки болтів у зоні трапецієподібної
частини стінки тонкостінного профілю для ефективного використання резерву
матеріалу та підвищення несучої здатності вузла. При цьому обґрунтованість
цього переходу слід підтвердити.
Відомо, що у болтовому з'єднанні в стінці трапецієподібної частини
ТОП між фасонкою та профілем є вільний простір, який не дозволяє виконати
постановку болтів. Для того щоб оцінити НДС сталевого ТОП у зоні
трапецієподібної частини стінки профілю при багаторядній системі
постановки болтів пропонується встановити підсилюючий елемент. Цей
елемент є сталевою пластиною, яка приварюється до листової фасонки, що
дозволяє ліквідувати вільний зазор. Підсилюючий елемент можна
приварювати як до існуючої фасонки, так і вільно встановлювати в зазор,
утворений трапецієподібною частиною стінки тонкостінного профілю.
Вплив на несучу здатність болтового з'єднання окремих листових
пластин, встановлених у зазор і цільної фасонки, виконаної формою
трапецієподібної частини стінки тонкостінного профілю вимагає окремих
досліджень. Запропоновані конструктивні зміни вузла сприяє постановці
додаткових болтів у зоні трапецієподібної частини стінки профілю.
Для розгляду НДС стінки тонкостінного профілю прийнято цілісний
підсилюючий елемент. Листова фасонка представлена на рис. 3.11.

Рис. 3.11 – Посилена листова фасонка: 1 – листова фасонка; 2 – підсилюючий
елемент із листової пластини
Дослідження зразка з багаторядною системою постановки болтів у зоні
трапецієподібної частини стінки ТОП проведено чисельно у ПК «SolidWorks
Simulation». Геометричні параметри вузла та характеристики матеріалів
ідентичні наведеному вище малюнку 3.4. Болти встановлені в 2 ряди в
кількості 10 штук, стискаюче навантаження на зразок прийнято розрахункове,
уточнене в розділі 3.3. даної роботи. Звичайно-елементна модель болтового
вузла з'єднання при багаторядній системі постановки болтів представлена на
рис. 3.12.

Рис. 3.12 – Звичайно-елементна модель болтового вузла з'єднання при
багаторядній постановці болтів71
За результатами обробки результатів НДС вузла побудовано графіки
розподілу еквівалентних напруг за висотою сталевого ТОП, що представлені
на рис. 3.13.

а б

в
Рисунок 3.13 - Розподіл еквівалентних напруг по висоті профілю при
багаторядній системі постановки болтів: a - по перерізу 1-1, б - по верхніх
болтах 2-2; , 8, 12, 16, 20 - напруги під болтами
Аналіз графіків розподілу напруг показує, що постановка додаткових
рядів болтів у трапецієподібній частині стінки дозволяє досягти рівномірного
НДС елементів болтового з'єднання. Видно, що напруги під болтами крайніх
рядів у профілі падають і розподіляються по болтах, встановлених у
трапецієподібній частині стінки, відбувається включення в роботу повного
перерізу сталевого топу. При цьому встановлено, що при багаторядній системі
постановки болтів за рахунок включення в роботу трапецієподібної частини
стінки тонкостінного профілю скорочується довжина вузла, зокрема листова
фасонка, а також зменшується кількість болтів уздовж елементів. Положення,
коли розрахункова здатність вузла, що несе, визначається як: N=n×Nbmin –
знову стає актуальним для даного вузла при багаторядній системі постановки
болтів. Узагальнюючи все сказане вище можна говорити, що система
багаторядної постановки болтів у складовому вузлі ТОП з трапецієподібною
частиною стінки не тільки дозволяє підвищити здатність вузла, що несе, але
знизити матеріаломісткість за рахунок зменшення габаритів з'єднання.
Висновки по розділу 3
1. Виявлено, що у болтовому з'єднанні сталевих ТОП з
трапецієподібною частиною стінки відбувається нерівномірний розподіл
напруги по висоті профілю.
2. Перехід на багаторядну систему постановки болтів у зоні
трапецієподібної частини стінки профілю показав, що напруги по висоті та
довжині профілю вирівнюються, при цьому досягається зменшення
матеріаломісткості за рахунок скорочення довжини болтового з'єднання.
3. Для того щоб виконати постановку болтів у зоні трапецієподібної
частини стінки профілю і досягти рівномірного розподілу напруги необхідно
запропонувати нові конструктивні рішення, що дозволяють виключити
вільний простір між фасонкою і стінкою профілю, а також відповідають
вимогам раціональності використання матеріалу і підвищення несучої
здатності вузла.
РОЗДІЛ 4. РОЗРОБКА БОЛТОВИХ З'ЄДНАНЬ ФЕРМ З
ТОНКОСТЕННИХ ОЦІНКУВАНИХ ПРОФІЛІВ
4.1 Болтове з'єднання тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки із застосуванням окремих зварних
втулок
4.1.1 Конструктивне рішення вузла
Чисельне та експериментальне вивчення дослідного зразка болтового
з'єднання ТОП з трапецієподібною частиною стінки показало необхідність
переходу до багаторядної системи постановки болтів. Аналіз НДС при
додатковій постановці болтів у трапецієподібній частині стінки за рахунок
посилення фасонки листовою пластиною підтвердив, що відбувається
рівномірний розподіл напруги по висоті профілю. Однак застосування у
вузлах даного конструктивного рішення з погляду витрати матеріалу не є
раціональним. У зв'язку з цим потрібно розробити нові вузлові з'єднання, які є
оптимальними як щодо витрати сталі, так і забезпечення несучої здатності.
Для вирішення поставленої задачі пропонується вузлове з'єднання із
застосуванням суцільної роздільної втулки зварної, що дозволяють виключити
вільний зазор між листовою фасонкою і трапецієподібною частиною стінки
профілю, а також забезпечує постановку болтів. Конструкція болтового вузла
із застосуванням зварних роздільних втулок представлена на рис. 4.1. Вузлове
з'єднання включає пояси (1) та стрижні решітки ферми (2) з парних сталевих
тонкостінних профілів, при цьому стислий елемент конструкції для
підвищення місцевої стійкості виконаний з профілю з трапецієподібною
частиною стінки. З'єднання елементів у вузлах виконується листовою
фасонкою (3) на болтах (4). У зоні трапецієподібної частини стінки профілю
встановлені підсилювальні елементи (5), які виконані під кожен болт у вигляді
суцільної одинарної втулки. При цьому суцільні втулки (5) прикріплені на
зварюванні (6) до листової фасонки (3).

Рис. 4.1 – Конструкція болтового вузла із застосуванням зварних роздільних
втулок: 1 – сталевий ТОП із трапецієподібною частиною стінки; 2 – стрижні
решітки; 3 – листова фасонка; 4 – болти; 5 – суцільна роздільна зварна втулка

4.1.2 Аналіз загальновідомих досліджень нових вузлових з'єднань із
застосуванням роздільної зварної втулки

Для визначення фактичної несучої здатності та аналізу НДС нового
болтового вузла в зоні трапецієподібної частини стінки сталевого
тонкостінного профілю розроблено дослідний зразок. Зразок є фрагментом
з'єднання з постановкою болта в зоні трапецієподібної частини стінки
тонкостінного профілю. Вузол виконаний із сталевих тонкостінних профілів
розмірами 120×20×4 мм зі сталі класу С350, з'єднані листовою фасонкою
120×120×16 мм зі сталі класу С245 за допомогою суцільних приварених
роздільних втулок ø 40 мм і стягнутих болтом М16 класу.
Елементи об'єднані сталевими пластинами розмірами – 150х150х16 мм. При
цьому довжина втулки дорівнює вільній висоті трапецієподібної частини
стінки профілю. Досвідчений зразок з'єднання сталевих ТОП із застосуванням
зварних роздільних втулок представлено рис. 4.2.

Рис. 4.2 – Досвідчений зразок з'єднання сталевих ТОП із застосуванням
зварних роздільних втулок: 1 – сталевий ТОП; 2 – листова фасонка; 3 -
суцільна роздільна зварна втулка; 4 – шайба; 5 – болт
4.1.3 Обґрунтування досліджень дослідного зразка із застосуванням
роздільної зварної втулки

Зварювання суцільної роздільної втулки до листової фасонки може
виконуватися як у заводських умовах напівавтоматичним зварюванням та
поставлятися в комплекті на будівельний майданчик, так і на будівельному
майданчику ручного електродугового зварювання. Зварний шов втулки
сприйматиме поперечну силу і згинальний момент від тиску стрижня болта.
Для забезпечення міцності зварного з'єднання суцільної роздільної
зварної втулки потрібно виконати перевірку. Несуча здатність болта на зріз:
Nbs = Rbs ∙ Ab ∙ ns ∙ γb ∙ γc = 20 ∙ 2,01 ∙ 2 ∙ 1 ∙ 0,9 = 72,36 кН (4.1)
Несуча здатність болта на зминання елементів, що з'єднуються:
Nbp = Rbp ∙ d�� ∙ ∑t ∙ γb ∙ γc = 64,50 ∙ 1,6 ∙ 0,8 ∙ 1 ∙ 0,9 = 82,56 кН (4.2)
Катет зварного шва приймаємо – kf = 6 мм;
Розрахунок зварних з'єднань з кутовими швами на одночасну дію
поперечної сили та згинального моменту по металу шва:
(4.3)

Рис 4.3 – Модель дослідного зразка
Визначення НДС дослідного зразка виконувалось у модулі «Solidworks
Simulation» з урахуванням фізичної та геометричної нелінійності.
Навантаження на зразок прикладена через сталеву пластину, як рівномірно
розподілена за площею, величина якої прийнята рівною мінімальною несучою
здатністю болта на зріз. Створення сітки кінцевого елемента проводилося з
урахуванням кривизни вузла. Звичайно-елементна модель (а) та НДС
дослідного зразка (б) представлені на рис. 4.4.

а б
Рис. 4.4 – До розрахунку дослідного зразка: а – кінцево-елементна модель; б –
НДС дослідного зразка
Епюра розподілу еквівалентних напруг у тонкостінному профілі за
перерізом 1-1 представлена на рис. 4.5.

Рис. 4.5 – Епюра розподілу еквівалентних напруг у тонкостінному
профілі за перерізом 1-1
Еквівалентна напруга в тонкостінному профілі в зоні розташування
болта становила – ��=221,4 Н/мм2, Переміщення деталей зразка δ=1,05 мм. За
графіком розподілів напруг видно, що в зоні постановки болта в
трапецієподібній частині стінки при використанні втулки зварної виникає
пікова напруга. Це говорить про те, що пропоноване конструктивне рішення з
постановкою болтів у зоні трапецієподібної частини стінки профілю із
застосуванням суцільної роздільної зварної втулки сприйматиме зусилля і
сприятиме включенню в роботу повного перерізу тонкостінного профілю при
багаторядній системі постановки болтів.
4.1.4 Експериментальне дослідження дослідного зразка із застосуванням
роздільної зварної втулки

Мета натурного випробування зразка із застосуванням суцільної
роздільної зварної втулки полягає у визначенні фактичної несучої здатності
з'єднання, фіксації напруг по стінці тонкостінного профілю в зоні
розташування болта для аналізу та подальшого застосування при багаторядній
системі постановки болтів у зоні трапецієподібної частини стінки. Для
визначення фактичної несучої здатності та виявлення напруги по стінці
тонкостінного профілю розроблено реальну модель зразка за схемою,
представленою вище на малюнку 4.2. Для фіксації напруги встановлено 5
тензометричних датчиків BE-120-10 AA за перерізом 1-1 – за висотою
тонкостінного профілю, вище за зону болта. Тензометричні датчики з'єднані з
тензостанцією Nationals Instruments NI cDAQ-9188, яка підключена до
персонального комп'ютера, де через програму NI LabVIEW 2015 відбувається
обробка даних НДС. Додаток навантаження виконується ступінчасто пресом
ІР 5082. Переміщення елементів збирання визначаються за величиною руху
штока преса. Програма навантаження на зразок виконувалася поетапно по 5
кН. Наприкінці кожного етапу проводився візуальний огляд щодо локальних
змін в елементах зразка та інструментальний вимір відхилень вузла.
Критерієм вичерпання несучої здатності дослідного зразка прийнятий
фізичний зріз болта, оскільки за теоретичними розрахунками він є
мінімальним.
Випробування дослідного зразка вузла із застосуванням зварної втулки
представлено на рис. 4.6.

а

б
Рис. 4.6 – Випробування дослідного зразка: а – збирання дослідного
зразка б – розташування тензометричних датчиків; в – випробування зразка на
пресі
Руйнування дослідного зразка сталося в результаті зрізу болта при
навантаженні N=103 кН, що в 1,42 рази більше за розрахункове значення.
Розбір елементів зразка показав, що стався зріз у зоні головки болта, отвір
тонкостінного профілю зазнало часткового зминання (перетворення круглого
отвору на еліпс). Максимальне вертикальне переміщення елементів зразка в
момент зрізу склало δ=1,21 мм. Пропонована конструкція вузла із
застосуванням роздільної втулки зварної дозволила забезпечити постановку
болта і включення в роботу тонкостінного профілю.
Руйнування дослідного зразка показано на рис. 4.7.

Рис. 4.7 - Руйнування дослідного зразка: 1 - стрижень болта; 2 - головка
болта;
Епюра розподілу напруги за висотою профілю за показаннями
тензометричних датчиків представлена на рис. 4.8.

Рис. 4.8 – Епюра розподілу напруги за висотою профілю за показаннями
тензометричних датчиків
Максимальна напруга за показаннями тензометричних датчиків під
болтами = 236,8 Н/мм2, що у 1,06 разу перевищує значення, отримане при
чисельному моделюванні дослідного зразка. Схожість результатів при
чисельному та експериментальному дослідженні знаходиться в межах 5%.

4.2 Болтове з'єднання тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки із застосуванням наскрізних втулок
4.2.1 Конструктивне рішення вузла
Альтернативним рішенням до вузла із застосуванням зварної роздільної
втулки є використання наскрізної втулки для встановлення болтів у
трапецієподібній частині сталевих ТОП. Нове вузлове з'єднання складається з
парних сталевих ТОП із трапецієподібною частиною стінки, з'єднані листовою
фасонкою на болтах. У частині трапецієподібної стінки профілю
встановлюються елементи, які ліквідують проміжок між стінкою профілю і
фасонкою. При цьому ці елементи виконані під кожен болт у вигляді суцільної
втулки одинарної, вставлені в наскрізний отвір фасонки. Повна довжина
втулки H дорівнює товщині фасонки tф і подвійній вільній висоті
трапецієподібної частини стінки профілю tc:
H = tф + 2tc (4.4)
tф – товщина фасонки;
tc – вільна висота трапецієподібної частини стінки профілю.
Новий вузол дозволяє виконати постановку в зоні трапецієподібної
частини стінки профілю, а також виключити зварювальні роботи на стадії
збирання. Новий вузол із застосуванням наскрізної втулки представлений на
рис. 4.9.

Рис. 4.9 – Вузол із застосуванням наскрізної втулки: 1 – сталевий ТОП із
трапецієподібною частиною стінки; 2 – листова фасонка; 3 – наскрізна
втулка; 4 – болт; 5 – шайба

4.2.2 Досвідчений зразок нового вузлового з'єднання із застосуванням
наскрізної втулки

Для визначення несучої здатності та НДС, як і для вузла із застосуванням
зварної роздільної втулки розроблено ідентичний дослідний зразок із
наскрізною втулкою. Дослідження дослідного зразка дозволяють визначити
фактичну здатність нового болтового вузла, оцінити поведінку наскрізної
втулки, зокрема, питання впливу податливості в зоні контакту з листовою
фасонкою. Зразок складається з двох сталевих ТОП розмірами 120×20×4 мм із
сталі класу С350, з'єднані листовою фасонкою розмірами – 120×120×16 мм із
сталі класу С245 на болтах М16 класу міцності 5.8 за допомогою наскрізної
втулки ø 40 мм. Втулка вставляється в отвір, виконаний у фасонці. Елементи
зразка поєднуються сталевими пластинами розмірами – 150×150×16 мм.
Досвідчений зразок сталевого ТОП з трапецієподібною частиною стінки
представлений на рис. 4.10.

Рис. 4.10 - Досвідчений зразок: 1 - сталевий ТОП з трапецієподібною частиною
стінки; 2 - листова фасонка; 4 - наскрізна втулка;

4.2.3 Чисельне дослідження дослідного зразка із застосуванням
наскрізної втулки

Для визначення НДС зразка тонкостінного профілю в зоні установки
болта створено модель за наведеною вище схемою малюнка 4.10. Створення
моделі дослідного зразка проводилося шляхом розробки окремих елементів та
їх подальшого збирання у вузол у ПК Solidworks. Модель вузла з наскрізною
втулкою представлена на рис. 4.11.

Рис. 4.11 – Модель дослідного зразка

Чисельне дослідження НДС дослідного зразка виконано у модулі
«Solidworks Simulation» з урахуванням фізичної та геометричної нелінійності.
Навантаження на зразок прикладено через об'єднувальну пластину, значення
якої прийнято рівною мінімальною несучою здатністю болта – N=72,36 кН.
Звичайно-елементна сітка створена на основі кривизни вузла.
За перерізом 1-1 (за висотою тонкостінного профілю) побудована епюра
розподілу еквівалентних напруг Мізесу. За графіком можна помітити, що
пікові напруги в тонкостінному профілі виникають у місці встановлення болта
- 218,5 Н/мм2 при цьому вертикальне переміщення елементів зразка становить
δ=0,98 мм, відзначається податливість втулки в зоні установки в отвір
фасонки. Напружено-деформований стан дослідного зразка зі наскрізною
втулкою представлено на рис. 4.12.

а б

в
Рис. 4.12 – Чисельне дослідження дослідного зразка зі наскрізною втулкою: а
– звичайно-елементна модель; б - НДС дослідного зразка; в – епюра розподілу
еквівалентних напруг за перерізом 1-1.
Аналіз чисельного дослідження дослідного зразка нового вузлового
з'єднання показав, що пікові напруги з'являються в зоні розташування болта,
що відповідає дослідженням, проведеним для вузла зі роздільною зварною
втулкою. Даний ефект говорить про можливість застосування
конструктивного рішення з наскрізною втулкою у вузлі зі сталевих
тонкостінних профілів з трапецієподібною частиною стінки для встановлення
додаткових рядів болтів. При цьому необхідно враховувати при виконанні
розрахунків податливість вузлового з'єднання, що виникає за рахунок
наскрізної установки втулки в отвір листової фасонки.
4.2.4 Експериментальне дослідження дослідного зразка із застосуванням
наскрізної втулки
З метою розгляду фактичної поведінки дослідного зразка, визначення
несучої здібності, а також подальшого зіставлення з результатами,
отриманими при чисельному дослідженні, проведено експериментальне
дослідження. Напруги в тонкостінному профілі визначалися за допомогою
тензометричних датчиків BE-120-10 AA, які встановлені за перерізом 1-1 (див.
рис. 4.12 б). Тензодатчики з'єднані з тензостанцією Nationals Instruments
NIcDAQ-9188 за допомогою системи проводів та підключені до
персонального комп'ютера, де через програму NI LabVIEW 2015 відбувається
аналіз даних НДС. Випробування дослідного зразка з наскрізною втулкою
представлено на рис. 4.13.

а б
Рис. 4.13 – Випробування дослідного зразка зі наскрізною втулкою: а –
складання вузла; б - завантаження на пресі
Завантаження зразка виконувалося поетапно по 5 кН. В результаті
випробувань фізичне руйнування дослідного зразка сталося при навантаженні
N = 98 кН (зріз болта), що в 1,35 рази більше за розрахункове значення.
Потрібно відзначити, що болт піддався локальному викривленню, а також
відбулося невелике зминання отвору сталевого ТОП та поверхні втулки в місці
контакту із фасонкою. Максимальне вертикальне переміщення елементів
зразка склало =0,87 мм. Руйнування дослідного зразка представлено на рис.
4.14.

Рис. 4.14 – Руйнування дослідного зразка

Тензометричні датчики в ході випробувань записували зміни напруги в
тонкостінному профілі. Епюра розподілу еквівалентної напруги по перерізу 1-
1 (по висоті профілю) за показаннями тензометричних датчиків представлена
на рис. 4.15.

Рис. 4.15 – Епюра розподілу еквівалентних напруг за висотою профілю за
показаннями тензометричних датчиків

Максимальна напруга за показаннями тензометричних датчиків під
болтами становила σ=235,9 Н/мм2. Розбіжність результатів між чисельним та
експериментальним дослідженням дослідного зразка склала близько 5–7 %.
За підсумками проведених досліджень дослідного зразка нового вузла, можна
відзначити, що конструктивне рішення дозволяє ліквідувати зазор, що
утворюється між стінкою трапецієподібної частини профілю та листовою
фасонкою, при цьому включити в роботу повний переріз тонкостінного
профілю при багаторядній системі постановки болтів, а також виключити
зварювальні роботи на стадії збирання.

4.3 Болтове з'єднання тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки із застосуванням наскрізних втулок з
упором

Ще одним альтернативним конструктивним рішенням для постановки
болтів у трапецієподібній частині стінки ТОП є вузол із застосуванням
наскрізної втулки з упором. Вузлове з'єднання є парні сталеві ТОП з
трапецієподібною частиною стінки (1), з'єднані листовою фасонкою (2) на
болтах (3). У зоні трапецієподібної частини стінки профілю встановлені
підсилювальні елементи (4), які виконані у вигляді наскрізної втулки,
пропущені через отвір фасонки (3). Відмінна риса наскрізної втулки полягає в
тому, що з одного боку елемент виготовляється більшого діаметра D1, ніж
отвір фасонки, а з іншого боку виконується діаметром цього отвору d. При
цьому сусідні втулки розташовуються зі сторонами в протилежному
напрямку. Болтове з'єднання сталевих ТОП з трапецієподібною частиною
стінки із застосуванням наскрізних втулок з упором представлено на рис. 4.16.
Пропоноване вузлове з'єднання дозволяє виконати постановку болтів у
зоні трапецієподібної частини стінки профілю, при цьому зафіксувати
положення втулки при постановці стяжного болта і передбачає підвищений
опір втрати місцевої стійкості при експлуатації конструкції за рахунок
розташування та наявності втулки.

Рис. 4.16 – Болтове з'єднання сталевих ТОП з трапецієподібною частиною
стінки із застосуванням наскрізних втулок з упором: 1 – сталевий ТОП із
трапецієподібною частиною стінки; 2 – листова фасонка; 3 – болт; 4 –
наскрізна втулка з упором

4.4 Місцева стійкість стінки тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки в болтових з'єднаннях

Вплив на фактичний напружений стан тонкостінного профілю при
встановленні додаткових рядів болтів у зоні трапецієподібної частини стінки
раніше були розглянуті у 3 розділі дисертації. При цьому питання
деформативності стінки (зміщення з площини) при підкріпленні їх різними
варіантами втулок та їх порівняння з традиційним з'єднанням із дворядною
постановкою болтів раніше не проводилися. Для проведення даного
дослідження було обрано три варіанти болтових з'єднання тонкостінних
оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки, які представлені
в таблиці 4.1.
Визначення переміщення стінки з площини сталевого тонкостінного
профілю в болтовому з'єднанні при різних варіантах конструктивних рішень
проводилося на моделях дослідних зразків у ПК Solidworks.
Геометрія елементів, характеристики матеріалів та болтів однакові у всіх
трьох рішеннях.
Таблиця 4.1 – Болтові з'єднання тонкостінних оцинкованих профілів з
трапецієподібною частиною стінки
1. Вузол із дворядною постановкою
болтів у зоні контакту з листовою
фасонкою

2. Вузол із багаторядною системою
постановки болтів із застосуванням
наскрізної втулки

3. Вузол із багаторядною системою
постановки болтів із застосуванням
наскрізної втулки з упором

Вузлові з'єднання виконані з парних тонкостінних профілів за ТУ 14-1-
5065-2006 заввишки H=400 мм, шириною B=100 мм, товщиною t=4 мм із сталі
класу С350. Листова фасонка, встановлена між профілями, виготовлена
завтовшки t=16 мм із сталі класу С245. Кріплення профілів із листовою
фасонкою на болтах М16 класу міцності 5.8. В одному ряду розташовано 7
болтів із кроком 50 мм. Болтове з'єднання в трапецієподібній частині стінки
тонкостінного профілю виконано із застосуванням наскрізної втулки та
наскрізної втулки з упором.
Навантаження на зразки прикладено розрахункову N=632 кН, знайдену
за результатами досліджень (див. розділ 3 п. 3.3 магістерської роботи). При
цьому її додаток виконувався ступінчасто по 5 кН, де в кінці кожного етапу
проводилося вимірювання переміщення стінки тонкостінного профілю з
площини. Фіксація переміщення стінки тонкостінного холодногнутого
профілю виконувалося одній точці в зоні розташування середніх болтів у
трапецієподібній частині. НДС дослідних зразків представлено на рис. 4.17.

а б в
Рис. 4.17 – НДС дослідних зразків: а – за дворядної системи постановки болтів;
б – при багаторядній системі постановки болтів із застосуванням наскрізної
втулки; в – при багаторядній системі встановлення болтів із застосуванням
наскрізної втулки з упором
Залежність переміщення стінки стального ТОП від навантаження N при
різних варіантах вузлових з'єднань представлена на рис. 4.18.

Рис. 4.18 – Залежність переміщення δ стінки сталевого ТОП від
навантаження N за різних варіантів вузлових з'єднань
Вивчення залежності переміщення стінки з площини від розрахункового
навантаження дозволив виявити, що найбільш уразливим з погляду втрати
місцевої стійкості є вузлове з'єднання при дворядній системі постановки
болтів у зоні контакту з листовою фасонкою. Відхилення тонкостінного
профілю в болтовому з'єднанні з площини склало - 13,32 мм при навантаженні
N = 632 кН. Виявлено, що при підкріпленні стінки тонкостінного профілю
наскрізною втулкою та постановці додаткових болтів у трапецієподібній
частині стінки переміщення зменшуються на 20-22% (δ=10,53 мм при N=632
кН). Дослідження показали, що найбільш ефективним є конструктивне
рішення із застосуванням наскрізної втулки з упором, де переміщення менше
з усіх (8,91 мм при N=632 кН). Виявлено, що у вузловому з'єднанні з
наскрізною втулкою з упором зміщення з площини тонкостінного профілю на
30-35% менше, ніж при дворядній постановці болтів і на 12-15% при
постановці болтів із застосуванням наскрізної втулки.

4.5 Переваги та недоліки пропонованих болтових з'єднань тонкостінних
оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки

Розроблено три нові болтові з'єднання сталевих ТОП з трапецієподібною
частиною стінки. Пропоновані рішення, головним чином, дозволяють
виконати постановку болтів у трапецієподібній частині стінки тонкостінного
холодногнутого профілю, тим самим включити її в роботу в складі вузла і
збільшити здатність, що несе. У цьому дані розробки вирішують завдання як
забезпечення несучої здатності з'єднання, а й дозволяють зменшити витрата
сталі з допомогою початку багаторядної системі постановки болтів, де
відбувається зменшення довжини вузла. У порівнянні з вузлом, де
застосовується сталева пластина для заповнення простору між стінкою
трапецієподібною частиною та листовою фасонкою, економія матеріалу при
використанні нових рішень досягає близько 30%.
Слід зазначити, що при застосуванні роздільної зварної втулки
постановка болтів виконується без послаблення перерізу листової фасонки,
але при цьому з'являються зварювальні роботи. У вузлі зі наскрізною втулкою,
навпаки, виключається зварювання, але послаблюється перетин фасонки під
діаметр втулки, а також виникає деяка податливість у процесі встановлення
втулки та болта, яку необхідно враховувати на стадії проектування та монтажу
конструкцій. Конструктивне рішення з наскрізною втулкою з упором дозволяє
зафіксувати положення при складанні та виконати постановку стяжного болта,
а також зменшити вигин профілю на стадії експлуатації конструкції за рахунок
підкріплення розширеною частиною трапецієподібної частини стінки, проте
збільшується трудомісткість на виготовлення за рахунок токарної роботи.

4.6 Центральний вузол верхнього пояса ферми прольотом 24 м із
тонкостінних оцинкованих профілів
4.6.1 Конструктивне рішення та матеріали вузла

При натурному випробуванні ферми (див. розділ 2 роботи) було
виявлено, що при навантаженні меншої розрахункової відбулася втрата
стійкості ферми з площини верхній пояс. Причиною стало примикання під
кутом перерізів верхнього пояса з подальшим утворенням розрізу на стику в
коньковому перерізі. Для забезпечення стійкості ферми та подальшого
продовження випробувань цей вузол конструктивно посилено листовою
пластиною, яка показана на рис. 2.14 б. Зазначається, що це посилення
можливе лише при випробуванні, але не під час експлуатації та монтажу
ферми. У зв'язку з цим при будівництві скатних конструкцій (ферми, рами)
необхідно приймати конструктивні рішення в центральному вузлі, які
забезпечують стійкість при експлуатації.
Центральний вузол верхнього пояса ферми прольотом 24 м із сталевих
ТОП реалізований з ухилом, що складається з парних профілів із
трапецієподібною частиною стінки. Кріплення тонкостінних профілів між
собою виконано за допомогою листової фасонки на болтах М16 звичайної
міцності в два ряди в загальній кількості 44 штук.

4.6.2 Імітаційне моделювання та розрахунок центрального вузла

Побудова та розрахунок моделі вузла виконувались у програмному
комплексі «Solidworks». Розрахункове стискаюче навантаження на верхній
пояс прийнято зі статичного розрахунку ферми (див. розділ 2 роботи). Додаток
навантаження вироблялося рівномірно за площею поперечного перерізу
верхнього пояса, металовироби та матеріали складання моделі задавалися з
бібліотеки програмного комплексу, виходячи з проектного рішення ферми.
Завдання вирішувалося у фізично та геометрично нелінійній постановці. НДС
центрального вузла верхнього пояса ферми із сталевих ТОП представлено рис.
4.19.

а б

Рис. 4.19 – НДС центрального вузла верхнього пояса ферми із сталевих ТОП:
а – кінцево-елементна модель; б – НДС вузла
Результати чисельного моделювання вузла підтвердили, що має місце
ефект нерівномірності включення в роботу перерізу профілю за рахунок
встановлення болтів у зоні контакту з листовою фасонкою, що відзначалося
при дослідженні дослідного зразка з трапецієподібною частиною стінки (див.
розділ 3 роботи).
Зазначається, що із зростанням навантаження відбувається депланація
звису полиці. Це явище описано також у роботах [40, 43]. Як стверджується
авторами досліджень, викривлення полиці відбувається за рахунок того, що
звис полиці має вільний незакріплений кінець.
Для забезпечення необхідної жорсткості вузла із площини визначені
моменти опору. Момент опору верхнього пояса, що складається з двох
профілів – Wy1 = 107,43 см3, листової фасонки завтовшки 16 мм – Wy2 = 0,68
см3 – у коньковому перерізі. Видно, що момент опору з площини в коньковому
перерізі вузла набагато менше і при Wy1 > Wy2 є ризик втрати стійкість вузла
з площини.

4.6.3 Конструктивна зміна сполучної фасонки центрального вузла
верхнього пояса ферми

З урахуванням розрахунку жорсткості та аналізу НДС необхідно шукати
шляхи підвищення жорсткості центрального вузла верхнього пояса із сталевих
ТОП.
Одним із найпростіших способів є виконання сполучної фасонки
«двотаврового» перерізу. Для підвищення жорсткості та стійкості ферми
необхідно збільшити переріз листової фасонки із площини шляхом
приварювання сталевих пластин. Цей підхід використовувався у роботах [40],
де пропонується Н-подібна листова фасонка. «Двотаврова» фасонка є
приваркою верхньої та нижньої полиці листової сталі до існуючої. Щодо
розглянутої ферми прольотом 24 м сталевих ТОП сконструйовано
«двотаврова» фасонка. Ширина полиць B=216 мм диктується, з розміщення
елементів ферми, товщина t=16 мм, довжина L прийнята за розміром проектної
фасонки. Момент опору фасонки «двотаврового» перерізу становить Wy3 =
251,13 см3 > Wy1. При цьому передбачається реалізація «двотаврової»
фасонки, де її висота визначається виходячи з перерізу верхнього пояса ферми.
Для того, щоб виконати ex → 0, тобто мінімізувати ексцентриситет у площині
ферми, можна уточнити місце встановлення та параметри перерізу нижньої
полиці «двотаврової» фасонки. Це дозволить наблизити центр ваги верхнього
поясу ферми та «двотаврової» фасонки. Фасонка «двотаврового» перерізу
представлена на рис. 4.20.

Рис. 4.20 – Фасонка «двутаврового» сечения

Центральний вузол верхнього пояса ферми із сталевих ТОП із
застосуванням фасонки «двотаврового» перерізу представлений рис. 4.21.

Рис. 4.21 – Центральний вузол верхнього поясу ферми із сталевих ТОП з
листовою фасонкою «двотаврового» перерізу

4.6.4 Розробка нового центрального вузла верхнього пояса двосхилий
ферми з тонкостінних оцинкованих профілів

Очевидно, що технічне рішення у вигляді «двотаврової» листової
фасонки має ряд переваг: простота виготовлення, підвищена жорсткість з
площини, що дозволяє забезпечити стійкість із площини конструкції, але в той
же час час воно має значну витрату сталі на виготовлення «двотаврової»
фасонки. У зв'язку з цим необхідно розглянути і запропонувати новий
центральний вузол верхнього пояса двосхилий ферми, що має знижену
матеріаломісткість.
Для розробки нового центрального вузла верхнього поясу розглянуто
ферму прольотом 18 м з ухилом верхнього пояса i=3,5 %. постійної P=0,47
кН/м і снігового навантаження S=8,4 кН/м представлено на рис. 4.22.

Рис. 4.22 – Геометрична схема ферми

Верхній пояс, що розглядається ферми, прийнято виконати з парних
тонкостінних холодногнутих швелерів, з'єднаних листовою фасонкою на
болтах М16. В результаті за розрахунковими зусиллями підібрано переріз
верхнього пояса за ТУ 1122-023-129063390-2009: H = 155 мм; =48 мм; t=1,5
мм; А = 3,75 см2; Wx = 14,71 см3; Wy = 2,25 см3. Елементи розкосу
центрального вузла верхнього пояса виготовлені з профілю заввишки H=100
мм, товщиною t=1,5 мм. Клас сталі для профілів С350 Листова фасонка із сталі
С245, товщина прийнята – tф = 8 мм, висота фасонки визначена, виходячи з
габаритів, ухилу верхнього пояса та перерізу розкосів. Висота фасонки у
перерізі 1-1: Hф = 300 мм. Класичний центральний вузол верхнього пояса
двосхилий ферми з ТОП представлений на рис. 4.23.

Рис. 4.23 – Класичний центральний вузол верхнього пояса двосхилий
ферми з ТОП: 1, 2 – парні стрижні верхнього пояса ферми; 3 – стрижні
решітки; 4-листова фасонка; 5 – болти
Після конструювання центрального вузла верхнього пояса двосхилий
ферми, визначимо момент опору перерізу по 1-1 (див. малюнок 4.23)
(4.5)
Видно, що момент опору у перерізі 1-1 менший у 1,07 разу, ніж у 2-2.
При цьому жорсткість у перерізі 1-1 може бути набагато меншою,
оскільки це залежить від перерізів сполучних елементів та розмірів профілів.
Для забезпечення жорсткості конструкції пропонується новий центральний
вузол верхнього пояса двосхилий ферми, що складається із сталевих ТОП,
з'єднаних листовою фасонкою на болтах. Виконання верхнього пояса
двосхилий ферми можливе з парних швелерів, С-подібних перерізів, куточків,
профілів з елементами поздовжньої жорсткості, у тому числі з
трапецієподібною частиною стінки. Новий центральний вузол верхнього
пояса ферми схилу представлений на рис. 4.24.

Пристрій центрального вузла верхнього пояса двосхилий ферми
виконують у наступній послідовності. З одного боку листової фасонки (4)
встановлюється перший одинарний стрижень верхнього пояса (1) до кінця
фасонки, а другий стрижень (2) доводиться до зіткнення з ним.

Рис. 4.24 – Новий центральний вузол верхнього пояса ферми схилу: 1, 2 – парні
стрижні верхнього пояса ферми; 3 – стрижні решітки; 4 – листова фасонка; 5 –
болти

З іншого боку, фасонки (4) подібні стрижні (1) і (2) встановлюються
дзеркально. Після встановлення стрижнів верхнього пояса (1) та (2) щодо
фасонки (4) їх з'єднують болтами (5).
Для визначення жорсткості пропонованого вузла з площини,
обчислений момент опору перерізу по 1-1 (див. малюнок 4.24), перерізу
профілів, висота та товщина фасонки прийняті так само, як за результатами
конструювання класичного вузла. При заданому ухилі пояса момент опору:
��ус = 3,59 см3
Пропоноване рішення дозволяє збільшити момент опору вузла перерізу
1-1 в даному випадку в 1,12 разів з площини ферми в порівнянні з традиційним
конструктивним виконанням, відповідно, отримати жорсткість, як у перерізі
2-2. Потрібно відзначити, що при використанні профілів з поздовжніми
елементами жорсткості в конструкціях, а також при більшій товщині
складових елементів новий центральний вузол дозволяє збільшити жорсткість
в кілька разів. При цьому центральний вузол верхнього пояса двосхилий
ферми з фасонками на болтах виконується без застосування зварювальних
робіт, що має меншу витрату сталі на відміну від вузла з фасонкою
двотаврового перерізу. Надалі вузол може знайти застосування при
виготовленні двосхилих, трикутних ферм, рамних конструкцій із ухилом пояса
із сталевих ТОП.

4.7 Конструкція нової ферми з тонкостінних оцинкованих профілів з
листовими фасонками на болтах із наскрізною втулкою
Проведений короткий і натурне випробування ферми зі сталевих ТОП
показав, що основною проблемою є забезпечення міцності вузлових з'єднань
тонкостінних елементів, що як наслідок призводить до збільшення ваги
конструкції. При цьому втрата стійкості форми та місцевої стійкості стислих
елементів із сталевих ТОП призводить до непридатності конструкції на стадії
експлуатації, що у свою чергу потребує посилення та заміни даних елементів.
У зв'язку з цим дуже актуальним є створення нової конструкції ферми із
сталевих ТОП, що має підвищені показники за критерієм забезпечення
стійкості стиснених елементів.
Відомо, що в несучих конструкціях із сталевих ТОП з'єднання
виконується переважно на болтах і на гвинтах, що самонарізають. Враховуючи
це пропонується нове технічне рішення конструкції ферми з елементами
сталевих ТОП. Нове технічне рішення ферми з тонкостінних оцинкованих
профілів з листовими фасонками на болтах із наскрізною втулкою
представлено на рис. 4.25.
Ферма складається з верхнього (1) та нижнього пояса (2), з'єднаних
розкосами (3). Пояси (1) та (2), а також розкоси (3) виконуються з парних
швелерів, С-подібних профілів з елементами жорсткості та без них. Дані
профілі орієнтовані полицями один до одного і стикаються з листовою
фасонкою (4).
При цьому розкоси та пояси з'єднані болтами (5). Болти пропущені крізь
втулку (6), яка проходить через отвір у листовій фасонці (4) і спирається
торцями на внутрішню поверхню швелерів.
Ферма влаштовуєтсяь в такий спосіб. Спочатку підбираються стрижні
ферми (1), (2), (3) із парних швелерів, С-подібних профілів, в них виконується
отвори для болтів (5). Виготовляється листова фасонка (4) з отворами для
втулки (6). Потім усі елементи збираються та об'єднуються болтами (5). При
цьому втулку (6) пропускають через отвір листової фасонки (4), а у втулці
проходить стяжний болт (5), при цьому втулка спирається на внутрішню
поверхню стінки швелерів, С-подібних профілів (1), (2), (3) ).
Пропонована конструкція ферми дозволяє збільшити бічну стійкість
стислих елементів ферми за рахунок утворення замкнутого складеного
перерізу шляхом орієнтації швелерів, С-подібних профілів назустріч один до
одного, не вдаючись при цьому до зварювальних робіт. Підвищення стійкості
стиснених елементів дозволяє зменшити масу конструкції. Технічне рішення
конструкції нової ферми з тонкостінних профілів представлено на рис. 4.25.

Рис. 4.25 – Конструкція нової ферми з тонкостінних оцинкованих профілів з
листовими фасонками на болтах із наскрізною втулкою: 1 – верхній пояс, 2 –
нижній пояс, 3 – розкоси; 4 – листова фасонка; 5 – болт; 6 – наскрізна втулка
Висновки по розділу 4

1. Обґрунтовано нові технічні рішення вузлів із застосуванням окремих
зварних, наскрізних втулок, наскрізних втулок з упором, що дозволяють
виконати постановку додаткових рядів болтів у трапецієподібній частині
сталевих ТОП.
2. Обґрунтовано відомі розрахунки щодо обрахунку несучої
здатніостіодноболтового з'єднання окремих зварних та наскрізних втулок,
показано ефективність постановки додаткових рядів болтів у зоні
трапецієподібної частини стінки сталевих ТОП.
3. Обґрунтовано дослідження місцевої стійкості сталевих ТОП при
дворядній постановці болтів, при підкріпленні трапецієподібної частини
наскрізною втулкою та наскрізною втулкою з упором. Встановлено, що
постановка додаткових рядів болтів у трапецієподібній частині стінки
тонкостінного холодногнутого профілю дозволяє зменшити зміщення стінки з
площини на 20% при використанні наскрізної втулки і на 30% - наскрізної
втулки з упором у порівнянні з класичним рішенням з дворядною постановкою
болтів у зоні контакту листової фасони.
4. Докладно розглянуто центральний вузол верхнього пояса ферми із
сталевих ТОП, запропоновано виконати листову фасонку «двотаврового»
перерізу, що дозволяє збільшити жорсткість перетину із площини у вузлі.
5. Обґрунтовано новий центральний вузол верхнього пояса ферми зі
сталевих ТОП, що дозволяє значно збільшити жорсткість вузла, при цьому має
меншу матеріаломісткість у порівнянні з вузлом із застосуванням листової
фасонки «двотаврового» перерізу.
6. Обґрунтовано конструкції ферми з тонкостінних оцинкованих
швелерів, С-подібних профілів, орієнтовані назустріч один одному, з'єднані на
болтах листовою фасонкою за допомогою наскрізної втулки, що дозволяє
підвищити бічну стійкість і зменшити матеріаломісткість конструкції.

ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ
1. Обґрунтованою відомі експериментальні дослідження дослідного
зразка верхнього пояса ферми, результати дозволяють враховувати дійсну
роботу з'єднання.
2. Аналіз існуючих рішень та досвіду застосування у будівництві
конструкцій з тонкостінних оцинкованих профілів показав, що подальший їх
розвиток, а саме збільшення прольоту, здатності, що несе, вимагає розробки
нових конструктивних форм і вузлових з'єднань.
3. Аналіз відомих досліджень ферми із сталевих тонкостінних
оцинкованих профілів прольотом 24 м показав, що фактичні прогини
перевищують теоретичні на 10–15 % за рахунок зсуву болтових з'єднань.
Розроблено рекомендації щодо обліку податливості болтових з'єднань
тонкостінних оцинкованих профілів, що дозволяють врахувати підвищену
деформативність несучих конструкцій.
4. Обґрунтованою, що перехід до багаторядної системи постановки
болтів у зоні трапецієподібної частини стінки профілю дозволяє досягти
рівномірного розподілу напруг за висотою та довжиною тонкостінного
профілю, при цьому досягається економія матеріалу за рахунок скорочення
габариту болтового з'єднання, зокрема, листової фасонки та зменшення
кількості болтів. уздовж вузла.
5. Обґрунтованою нові вузли з'єднання парних. тонкостінних
оцинкованих профілів з трапецієподібною частиною стінки із застосуванням
окремих зварних, наскрізних втулок, наскрізних втулок з упором, що
дозволяють виконати постановку додаткових болтів у увігнутій частині
стінки, що мають на 20–30 % меншу матеріаломісткість у порівнянні із вузлом
посиленої листової фасонки.
6. Обґрунтованою, що постановка додаткових рядів болтів у
трапецієподібній частині стінки сталевих тонкостінних оцинкованих профілів
дозволяє зменшити переміщення стінки з площини вузла на 20 % – при
використанні наскрізної втулки та на 30 % – наскрізної втулки з упором
порівняно зі з'єднанням з двох зоні контакту листової фасонки та профілю.
8. Обґрунтованою заходи щодо підвищення згинальної жорсткості
центрального вузла верхнього пояса ферми шляхом утворення листової
фасонки «двотаврового» перерізу та за рахунок дзеркального примикання
сталевих тонкостінних оцинкованих профілів пояса до листової фасонки.
9. Обґрунтованою нове технічне рішення ферми з тонкостінних
оцинкованих профілів, де елементи орієнтовані полицями один до одного, що
дозволяє збільшити бічну стійкість стиснутих елементів за рахунок утворення
замкненого перерізу.

СПИСОК ВИКОРИСТАНОЇ ЛІТЕРАТУРИ

1. Енджиевский, Л.В. Каркасы зданий из легких металлических
конструкций и их элементы / Л.В. Енджиевский, В.Д. Наделяев, И.Я. Петухова
// – М.: АСВ, – 1998. – 246с.
2. Металеві конструкції у питаннях та відповідях : навчальний
посібник / О. Ю. Гілодо. — Одеса : Астропринт, 2019. — 120 с.
3. Лівінський О. М., Хоменко О.Г., Терещук М. О., Любченко І.Г.,
Ратушняк Г. С., Єсипенко А. Д..Металеві конструкції . Підручник для
студентів вищих навчальних закладів.- К.: «МП Леся», 2018. – 306 с..
4. Стрелецкий, Н.С. Металлические конструкции / Н.С. Стрелецкий,
А.Н. Гениев, Е.И. Беленя. – М.: Госстройиздат, 1961. – 594с.
5. Трофимов, В.И. Легкие металлические конструкции зданий и
сооружений / В.И. Трофимов, А.М. Каминский. – М.: АСВ, 2002. – 576 с.
6. ДБН В.2.6-198:2014 Сталеві конструкції. Норми проектування. Зі
Зміною № 1.
7. Ghersi, A. Design of metallic cold-formed thin-walled members / A.
Ghersi, R. Landolfo, F.M Mazzolani// Spon Press, Taylor & Francis Group, New
York. – 2002. –198 p.
8. Клименко Ф. Є. Металеві конструкції : підручник / Клименко Ф.
Є., Барабаш В. М., Стороженко Л. І. – Львів : Світ, 2002. – 312 с..
9. Семенов, А.С. Ферма из холодногнутых профилей повышенной
жесткости с болтовыми соединениями: автореф. дисс. … канд. техн. наук:
05.23.01 / СеменовАлександр Сергеевич. – Воронеж: 2009. – 22 с.
10. Брызгалов, А.В. К расчету несущей способности соединений
тонколистовых стальных соединений самосверлящими самонарезающими
винтами / А.В. Брызгалов // Крепеж, инструмент, клеи и ... ‒ 2006. ‒ №2.
11. Розрахунок металевих балок : навч. посіб. /Р. А. Шмиг, І. М.
Добрянський, О. І. Грицина ; за заг. ред. Р. А. Шмига. – Львів : Ліга Прес, 2016.
– 62 с.
12. Ведяков, И.И. Несущая способность болтовых соединений легких
конструкций из холодногнутых профилей малых толщин / И.И. Ведяков, П.Д.
Одесский, Д.В. Соловьев // Промышленное и гражданское строительство. –
2010. – № 3. – С.19–22.
13. Мацелинский, Е.Р. Исследование болтовых соединений
современных металлических конструкций массового применения: автореф.
дис. … канд.техн. наук: 05.23.01 / Мацелинский Евгений Ростиславович.– М.,
1979, – 22 с.
14. Устименко, Е.Е. Рамно-стержневые конструкции с элементами из
тонкостенных стальных профилей: автореф. дисс. … канд. техн. наук: 2.1.1. /
Устименко Евгений Евгеньевич. – Ростов-на-Дону: 2021. – 24 с.
15. Коротких, А.В. Фермы из тонкостенных оцинкованных профилей
с перекрестной решеткой на сдвигоустойчивых соединениях: автореф. дис. …
канд. техн. наук / Коротких Александр Васильевич. – Красноярск, 2012. – 22
с.
16. Хоменко О.Г. Сталеві конструкції у будівництві: Підручник –
Глухів, 2018. - 347с..
17. Корнилов, Т.А. О некоторых ошибках проектирования и
строительства малоэтажных домов из легких стальных тонкостенных
конструкций в условиях крайнего севера / Т.А. Корнилов, Г.Н. Герасимов //
Промышленное и гражданское строительство. – 2015. – №3. – С. 41–45.
18. Павлов, А.Б. Быстровозводимые малоэтажные жилые здания с
применением легких стальных тонкостенных конструкций / А.Б. Павлов, Э.Л.
Айрумян., С.В Камынин [и др.] / Промышленное и гражданское
строительство. – 2006. – № 9. – С. 51–53.
19. Chung, K.F. Experimental investigation on bolted moment connections
among cold-formed steel / K.F. Chung, L. Lau. // Engineering Structures. – 1999. –
No. 21. – Pp. 898–911.
20. Dawe, J L. Small-scale test behavior of cold-formed steel roof trusses
/ Dawe J L and Wood J V / Journal of Structural Engineering. – 2006 – 132(4). –
Pp.608– 615.
21. Кретинин, А.Н. Тонкостенные балки из гнутых оцинкованных
профилей: составных поясов коробчатого сечения и гофрированных стенок:
автореф. дис. … канд. техн. наук / Кретинин Андрей Николаевич. 2008. – 24 с.
22. Белый, Г.И. Исследования работы стальной фермы из
холодногнутых профилей с учётом их местной и общей устойчивости / Г.И.
Белый, Э.Л. Айрумян // Промышленное и гражданское строительство. – 2010.
– № 5. – С. 41–44.
23. Свердлов, В. Д. Металеві конструкції [Текст] : навч. посіб. для
студ. спец. "Промислове і цивільне будівництво" / В. Д. Свердлов, Л. О. Жарко
; Ін-т змісту і методів навчання, Вінниц. держ. техн. ун-т. - Вінниця : [б. и.],
1998 .
24. Устименко, Е.Е. Рамно-стержневые конструкции с элементами из
тонкостенных стальных профилей: автореф. дисс. … канд. техн. наук: 2.1.1. /
Устименко Евгений Евгеньевич. – Ростов-на-Дону: 2021. – 24 с.
25. Коренчук, В.В. Местная устойчивость стенки сигма –
тонкостенного оцинкованного профиля / В.В. Коренчук, Д.С. Максимцев //
Международный научный журнал «Вестник науки». – 2018. – № 7. – С. 34–38.
26. . Anna Green Antony. Cold Formed Steel Sigma Section Joints / A.G.
Antony // International journal of innovative research in technology. – 2016. – vol.
3. – Pp. 231–237.
27. Anna Green Antony. Study on cold formed steel sigma sections and the
effect of stiffeners // International Journal of Innovative Research in Science,
Engineering and Technology. 2016. Vol. 5. Pp. 16249–
16255.DOI:10.15680/IJIRSET.2016.0509084.
28. Bassem, L. Effect of geometric imperfections on the ultimate moment
capacity of cold-formed sigma-shape sections / L. Bassem, Gendy, M.T. Hanna //
Housing and Building National Research Center HBRC Journal. – 2015. – Pp. 1–8.
DOI: 10.1016/j.hbrcj.2015.04.006.
29. M. El. Aghoury. Strength of combined sigma cold formed section
columns / M. El. Aghoury, M.T. Hanna, E.A. Amoush // EUROSTEEL 2017,
September 13–15, – 2017. – Copenhagen, Denmark. – Pp. 1802–1811.
30. Семенов, А.С. Ферма из холодногнутых профилей повышенной
жесткости с болтовыми соединениями: автореф. дисс. … канд. техн. наук:
05.23.01 / СеменовАлександр Сергеевич. – Воронеж: 2009. – 22 с.
31. Любавская, И.В. Напряженно-деформированное состояние
рамной конструкции из стальных гнутых профилей: автореф. дис. … канд.
техн. наук: 05.23.01 / Любавская Ирина Владимировна. – Липецк: 2018. – 24 с.
32. Жидков, К.Е.Совершенствование конструктивных решений ферм
из тонкостенных холодногнутых профилей / К.Е. Жидков, А.С. Семенов // XIII
Международная научная конференция «Прикладные и Фундаментальные
исследования» (9–10 декабря, 2017) – Сент-Луис, Миссури, США – С. 79–83.
33. Тарасов, А.В. Экспериментально-теоретические исследования
рамных конструкций из стальных холодногнутых профилей: автореф. дисс. …
канд. техн. наук: 05.23.01 / Тарасов Алексей Владимирович – Красноярск:
2013. – 21 с.
34. Anna Green Antony. Cold Formed Steel Sigma Section Joints / A.G.
Antony // International journal of innovative research in technology. – 2016. – vol.
3. – Pp. 231–237.
35. Dubina, D. Cold-formed steel trusses with semi-rigid joints, thin-walled
structures / D. Dubina, R. Zaharia // Special Issue on Cold-Formed Steel and
Aluminium Structures, Elsevier Science Ltd. – 1998. – Vol. 29. – P. 14.
36. Experimental studies of the back-to-back connected cold formed steel
profile joints / F. Teofil, I. Galatanu, P. Ciongradi, M. Budescu, Octavian Ros¸ca //
BuletinulInstitutuluiPolitehnic Din Ias¸IPublicat de UniversitateaTehnica
«Gheorghe Asachi» din Ias¸i, Sect¸iaСonstruct¸ii. Arhitectura. – 2009. Pp. 17–28.
37. M. El. Aghoury. Strength of combined sigma cold formed section
columns / M. El. Aghoury, M.T. Hanna, E.A. Amoush // EUROSTEEL 2017,
September 13–15, – 2017. – Copenhagen, Denmark. – Pp. 1802–1811.
38. Rahima Ummi Kulsum Nadya. Bolted connection of cold-formed steel
section – a review / Rahima Ummi Kulsum Nadya, Fathoni Usman // ARPN Journal
of Engineering and Applied Sciences. – 2018. – Vol. 13. – No. 17. – Pp. 4737–4745.
39. Žilvinas B. The behavior of cold formed steel structure connections / B.
Žilvinas, Š. Gintas// Engineering structures and technologies. – 2013. – No. 5. – Pp.
113–122. DOI: 10.3846/2029882X.2013.869416.
40. EN 1993-1-3: 2004. Eurocode 3: Design of steel structures. Part 1-3:
General rules. Supplementary rules for cold-formed members and sheeting. –
Brussels: CEN (European Commitee of Standartisation) – 2004. – 125р.
41. AISI S100-2007. North American Specification for the Design of Cold-
Formed Steel Structural Members. – AISI, 2007. – 193p.
42. Тимошенко, С.П. Устойчивость стержней, пластин и оболочек /
С.П. Тимошенко. – М.: Наука, 1971. – 806 с.
43. Shafer B.W. Buckling analysis of cold-farmed steel members using
CUSFM: conventional and constained finite strip methods / B.W. Shafer, S Adany
// Eighteenth International Specialty Conference on Cold-Formed Steel Structures,
Orlando, FL. – October 2006.
44. Устименко, Е.Е. Рамно-стержневые конструкции с элементами из
тонкостенных стальных профилей: автореф. дисс. … канд. техн. наук: 2.1.1. /
Устименко Евгений Евгеньевич. – Ростов-на-Дону: 2021. – 24 с.
45. Гайнетдинов Р. Г.. Действительная работа болтовых соединений
тонкостенных оцинкованных профилей с трапециевидной частью стенки в
элементах ферм: автореф. дисс. … канд. техн. наук:. – Казань: 2023. – 24 с.
46. ДСТУ-Н Б А.2.4-44:2013 «Настанова з розроблення проектної та
робочої документації металевих конструкцій. Креслення конструкцій
металевих деталювальні (КМД)».
47. ДСТУ Б А.2.4-43:2009 «Правила виконання проектної та робочої
документації металевих конструкцій».

ChSTU repository

ChSTU repository preserves and enables easy and open access to all types of digital content including text, images, moving images, mpegs and data sets