Обратная связь
RUS
+7 (495)669-78-83
Заказать звонок
г. Москва,
ул Поварская 10 стр 1 офис 403
Представительства в регионах
Главная / Информация / Статьи / Несущая способность болтовых соединений легких конструкций из холодногнутых профилей малых толщин
Несущая способность болтовых соединений легких конструкций из холодногнутых профилей малых толщин
08.12.2014

В последнее время в строительстве широко используются легкосборные металлические конструкции из профилей малых толщин. Разработан новый тип бескаркасных зданий, изготовляемых из типовых оцинкованных профилей толщиной до 2 мм с соединениями всех элементов на болтах [1]. Применение болтовых соединений в конструкциях из холодногнутых оцинкованных профилей исключает нарушение защитного цинкового покрытия, значительно сокращает сроки монтажа, повышает эксплуатационную надежность соединений и сооружений в целом [2].

Среди немногочисленных исследований работы болтовых соединений из проката небольших толщин (до 4 мм) можно выделить обобщенное рассмотрение вопроса в монографии [3]. Известно также, что изучение исследования болтовых соединений тонких листов проводилось за рубежом [4, 5]. В рамках настоящей работы экспериментально оценивается прочность болтовых соединений интересующих авторов статьи профилей и полученные результаты сравниваются с известными нормативными подходами.

НОРМЫ РАСЧЕТОВ БОЛТОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ

Проанализируем нормативные подходы, позволяющие оценить несущую способность рассматриваемых соединений. Потеря несущей способности двухсрезных работающих на растяжение соединений в тонких листах наступает вследствие смятия (превращение круглого отверстия под болт в эллипс) и последующего среза (разрыв между отверстием и краем листа в направлении действующего усилия).

В отечественных нормативных документах при расчете соединений возможность среза болтом формально не рассматривается, оговариваются лишь конструктивные требования по размещению болтов в соединении. Таким образом, предполагается, что при их выполнении срез по металлу соединяемых элементов невозможен, т. е. срез собственно болта или смятие отверстия наступит раньше.

В СНиП 11-23-81* [6] расчетное усилие, воспринимаемое одним болтом по смятию соединяемых элементов, определяется по формуле

Nb = Rbp γb d t, (1)

где Rbp — расчетное сопротивление смятию соединяемых элементов; γb — коэффициент условий работы одноболтового соединения (для стали с пределом текучести до 285 МПа он принимается равным 0,8).

В случае t ≤ 4 мм с учетом рекомендаций Пособия по проектированию стальных конструкций к СНиП 11-23-81* (п. 2.7) расчет соединений тонколистовых профилей можно вести в соответствии со СНиП [6].

По табл. 5 СНиП 11-23-81* с учетом рекомендаций Пособия расчетное сопротивление смятию для тонких листов следует определять по формуле

Rbp = [0,6 + 340Run/(1,05 E)]Run/1,05, (2)

где 1,05 — значение коэффициента надежности по материалу γm для профилей из стали марки СтЗ по ГОСТ 380—2005.

Свод правил СП 53-102-2004 [7] предлагает упрощенный по сравнению со СНиП 11-23-81* подход к определению расчетного сопротивления смятию элементов —Rbp = 1,357Run (для рассматриваемого случая). В то же время при определении коэффициента γb учитывается отношение a/dh (где а — расстояние от края элемента до центра болтового отверстия; dh — диаметр отверстия под болт).

В 1990 г. ЦНИИПСК им. Мельникова в дополнение к СНиП 11-23-81* выпустил Рекомендации по проектированию работающих на сдвиг болтовых соединений стальных строительных конструкций [8], где обобщен опыт экспериментальных исследований и уточнена методика расчета сдвиговых соединений, однако не оговаривается возможность распространения предложенных подходов на соединения элементов из тонколистовых профилей. При расчете болтового отверстия на смятие в Рекомендациях [8] учитываются конструктивные особенности соединений. Принимаемое значение расчетного сопротивления смятию зависит от ответственности конструкций, диаметра отверстия для болта и расстояния от края элемента до центра ближайшего отверстия вдоль усилия. Несущая способность болтового отверстия на смятие в этой методике определяется по формуле

Nbp = Rbp γb1 γb2 γ(t) dh (3)

где γb1, γb2 — коэффициенты условий работы, учитывающие соответственно неодновременность включения болтов в работу (для рассматриваемого случая равен 1) и расстояния вдоль усилия от края элемента до центра ближайшего отверстия и между центрами отверстий (γb2 = 0,25 а/d +  0,5 при 1,5d ≤ а < 3d и γb2 =  1,25 при а ≥ 3d); γ(t) — коэффициент, учитывающий толщину соединяемых элементов, определяемый как γ(t) = t при t ≤ 2 см.

Несколько иной подход принят в зарубежных нормах. Документ S136 AISI (American Iron and Steel Institute) по данным [4] достаточно точно регламентирует расчет болтовых соединений для тонколистовых профилей. Существует необходимость дифференцированного подхода к расчету болтовых соединений с шайбами и без них.

Несущая способность одноболтового соединения на смятие определяется в соответствии с п. 7.3.5.1 S136 по формуле

Вг = Φu С d t σв, (4)

где С — коэффициент сопротивления смятию; d — номинальный диаметр болта; t — минимальная толщина соединяемых элементов; σв — временное сопротивление стали пластин; Φu — коэффициент надежности (0,75).

В этих нормах в отличие от отечественных вводится коэффициент смятия С, который зависит от отношения диаметра болта к минимальной толщине соединяемых элементов: С = 3 при d/t < 10; 30/(d/t) при 10 ≤ d/t ≤ 16,5; 1,8 при d/t > 16,5.

Для соединений без шайб для коэффициента С необходимо применять понижающий коэффициент 0,75.

Авторами [4] сделан вывод, что в случаях, когда смятие является определяющим при расчете болтовых соединений, установка шайб в соединении необходима.

Аналогичные подходы к расчету болтовых соединений на смятие есть в Австралийских и Новозеландских нормах (SA/SNZ, 1996), в США (AISI, 1997), где коэффициент С принимается равным 3 для болтовых соединений с установленными шайбами под головками и гайками болтов, в Европейских нормах (Eurocode 3, 1996) С = 2,5. Канадский стандарт (CSA, 1994) не разделяет коэффициент С для болтовых соединений с применением шайб и без них.

Авторы [5] считают, что несущая способность соединений в ряде случаев зависит от несущей способности пластин на срез вдоль усилия. По их мнению несущая способность болтового соединения на срез наиболее точно описывается CSA — S136. В этих нормах несущую способность болтового соединения на срез предлагается определять по формуле

Vf=Anσв, (5)

где An = 0,6·2t (a – dh/2); здесь dh — диаметр отверстия под болт; a — расстояние от центра отверстия до края элемента.

Авторов данной статьи интересовало, насколько соответствует рассмотренным нормам прочность болтовых соединений в случае примененных в бескаркасных зданиях [1] профилей толщиной менее 2 мм. С этой целью были проведены испытания на растяжение двухсрезных болтовых соединений из материалов, используемых при возведении реальных конструкций.

ИСПЫТАНИЯ БОЛТОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ

Испытывались соединения из примененных при возведении обсуждаемых конструкций профилей толщиной 1,2 и 1,5 мм.

Образцы изготовлялись из холоднокатаной стали типа 08 по ГОСТ 9045—93. Механические свойства на растяжение, определенные на пропорциональных плоских образцах типа II, представлены в табл. 1 (было испытано шесть образцов из стали толщиной 1,2 мм и пять — толщиной 1,5 мм).

Табл. 1. Результаты испытаний образцов пластин на растяжение

№ образца

Толщина образца, мм

Предел текучести, МПа

Предел прочности, МПа

Относительное удлинение, %

1

1,2

257,9

327

31

2

1,2

253,8

324,4

34

3

1,2

258,4

324,3

33

4

1,2

255,8

324,3

30

5

1,2

254,7

321,7

31

6

1,2

253,2

324,3

30

7

1,5

242,6

320,7

32

8

1,5

253,2

325

27

9

1,5

249

316,5

22

10

1,5

232,3

320,2

31

11

1,5

240,6

316

25


При толщине 1,2 мм прочностные свойства во всех случаях одинаковы (различия в третьем знаке), здесь можно считать σт = 255 МПа; σв = 325 МПа, пластичность для холоднокатаного состояния также достаточно велика δ ≥ 30 %. При толщине 1,5 мм разброс значений несколько выше, хотя и невелик: σт,max - σт,min ≈ 20 МПа; σв,max - σв,min ≈ 10 МПа; δmax - δmin ≈ 10%. Можно считать σт = 245 Мпа, σв = 320 Мпа, δ ≥ 25%. Соотношение между σв и σт типично для холоднокатанных сталей σв - σт = 70...80 МПа, т. е. меньше 100 МПа, в то время как в случае горячекатаных сталей аналогичной прочности σв - σт ≥ 150 МПа.

Испытывались соединения профилей толщиной 1,2 и 1,5 мм на болтах класса прочности 6.6 диаметром 10 мм, принятых из условия несрезности болта с расстояниями от края элемента до центра отверстия равными ~ 2d и 3d, т. е. всего четыре серии соединений.

В качестве образца были использованы пластины 65x200 мм. Образец зажимали болтом между двумя пластинами толщиной 4 мм (рис. 1), нагружение производили на 10-тонной разрывной машине, вели запись диаграммы разрушения.

Схема испытания

Рис. 1. Схема испытания.


На начальном этапе испытания происходило смещение болта в отверстии, включение его в работу. После этого наблюдались упругие деформации соединения, характеризующиеся линейным участком кривой на графике, далее следовал этап упругопластических и пластических деформаций — криволинейный участок графика (рис. 2). За предельную нагрузку по результатам испытаний принимали момент начала пластических деформаций в соединении, т. е. изменение вида кривой.

Характерная кривая «нагрузка-деформация» при испытании

Рис. 2. Характерная кривая «нагрузка-деформация» при испытании.


Разрушение в большинстве случаев было обусловлено вырывом (срез) металла образца болтом (см. рис. 2, 3). Аналогичный тип разрушения наблюдался в [5], где уточнялось, что для одноболтовых соединений при а < 3d характерно разрушение образцов из-за среза металла элемента.

Образец после испытания

Рис. 3.Образец после испытания.


По результатам испытаний разница между предельной нагрузкой и разрушающей составляла от 10 до 30 %. Для холоднокатаных сталей эта разница закономерно меньше, чем для горячекатаных, и в первом случае опасность среза выше.

По-видимому, именно поэтому в зарубежных работах [4, 5] для холоднокатаного проката большее внимание уделялось опасности среза, чем в отечественных исследованиях [9, 10].

Анализируя рис. 4, на котором представлены результаты испытаний, следует отметить, что с увеличением расстояния от края пластины до центра болта возрастает несущая способность болтового соединения, что видно по средним значениям результатов.

Результаты испытаний пластин толщиной 1,5 мм (а) и 1,2 мм (б)

Рис. 4. Результаты испытаний пластин толщиной 1,5 мм (а) и 1,2 мм (б).


По методике приложения 8а СНиП 11-23-81* провели статистический анализ представленных результатов с учетом небольшого объема выборки, определили наиболее вероятные значения предельной нагрузки для болтовых соединений с обеспеченностью 0,95.

По рассмотренным выше методикам произвели расчет болтовых соединений. В табл. 2 приведено сравнение полученных значений несущей способности болтовых соединений с результатами испытаний.

Табл. 2. Сравнение результатов расчетов по различным методикам.

Нормативный документ

а, мм

Несущая способность болтового соединения, кН

по результатам испытаний пластин

по расчету на смятие пластин

по расчету на срез пластин

1,2 мм

1,5 мм

1,2 мм

1,5 мм

1,2 мм

1,5 мм

AISI S136

29-31

7,78

8,42

8,95

(+15 %)

11,19

(+33 %)

11,93

(+53 %)

14,92

(+77 %)

СНиП 11-23-81*

3,37

(-56 %)

4,21

(-50 %)

СП 53-102-2004

6,7

(-14 %)

8,37

(-0,5 %)

Рекомендации ЦНИИПСК им. Мельникова, 1990 г.

7,03

(-10 %)

8,78

(+4 %)

Eurocode 3

8,58

(+10 %)

10,7

(+27 %)

7,93

(+2 %)

9,9

(+18 %)

AISI S136

19-22

7,21

7,49

8,95

(+24 %)

11,19

(+49 %)

7,88

(+9 %)

9,85

(+31 %)

СНиП 11-23-81*

3,37

(-53 %)

4,21

(-44 %)

СП 53-102-2004

5,12

(-29 %)

6,4

(-15 %)

Рекомендации ЦНИИПСК им. Мель­никова, 1990 г.

4,66

(-35 %)

5,8

(-22 %)

Eurocode 3

8,58

(+19 %)

10,70

(+43 %)

5,72

(-20 %)

7,15

(-4,5 %)


ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ

Из данных табл. 2 следует, что в случае тонколистовой холоднокатаной стали при увеличении размера а (расстояние от центра отверстия до края элемента) с ≈20 мм до ≈30 мм несущая способность болтового соединения возрастает. Величина а = 20 мм, рекомендованная СНиП 11-23-81*, в этом случае недостаточна из-за указанной специфики поведения холоднокатаного проката под нагрузкой и делает сечение склонным к срезу живого сечения элемента по направлению действия приложенной силы, на что, например, указывает хорошая сходимость экспериментальных данных с расчетом на срез пластин по формуле Eurocode 3. В то же время, данные эксперимента авторов существенно отличаются от нормативных оценок по расчетам на смятие (практически во всех случаях ≥ 15 %).

Данные эксперимента авторов по расчету на смятие пластин при а ≈ 30 мм гораздо точнее согласуются с нормативными подходами, прежде всего с расчетами СП 53-102-2004, а также рекомендациями ЦНИИПСК им. Мельникова (см. табл. 2): в обоих случаях расхождение данных эксперимента и нормативных расчетов < 15 %.

Большой запас прочности, получающийся при сравнении эксперимента с формулой (2), приведенной в СНиП 11-23-81*, по нашему мнению, связан с тем, что эксперименты, положенные в основу этого подхода, проводились на пластинах существенно большей толщины (например, [3]). Этот подход не учитывал конструктивных особенностей соединения, в значительной части на результат повлиял масштабный фактор.

С другой стороны, полученные авторами величины несущей способности по смятию оказались более низкими, чем нормативные значения, определенные в соответствии с Eurocode 3 и AISI S136 (особенно для толщины 1,5 мм). Такие результаты можно объяснить тем, что в указанных случаях нормативные подходы опирались на испытания собственно тонких листов, соединенных болтами с шайбами.

ВЫВОДЫ 

1. Испытания на растяжение двухсрезных болтовых соединений тонколистовых профилей с толщиной менее 2 мм из холоднокатаной малоуглеродистой стали показали, что в случае применения их в легких конструкциях требования СНиП 11-23-81*, согласно которым минимальное расстояние вдоль усилия от центра болтового отверстия до края элемента равно 2dh, оказались недостаточными: в этом случае соединение склонно к разрушению срезом. Минимальное расстояние должно быть не менее 3dh.

2. Для обеспечения надежной работы болтовых соединений тонкостенных профилей необходимо разработать нормативные подходы, с максимальной полнотой учитывающие особенности поведения под нагрузкой тонколистового проката (t < 4 мм).

3. Необходимо провести нормирование расчетных сопротивлений оцинкованных тонких листов толщиной менее 2 мм.

4. Испытания показали перспективность применения в обсуждаемых соединениях тонколистовых элементов мероприятий, способствующих увеличению площади контакта пакета соединяемых элементов с болтом и гайкой, а именно использование шайб, болтов с увеличенными диаметрами головок, соответствующих гаек и т. п.

5. Для расчета соединений типовых элементов бескаркасных зданий [1] с достаточной степенью надежности допускается использовать методику СП 53-102-2004.

ЛИТЕРАТУРА
1. Ведяков И. И., Соловьев Д. В., Армейский М. Ю. Новые типы бескаркасных зданий и перспективы их развития // Пром. и гражд. стр-во. 2009. № 10. С. 27-29.
2. Павлов А. Б., Бабушкин В. М. Болтовые монтажные соединения в стальных строительных конструкциях // Тр. ин-та к 100-летию со дня рождения акад. Н. П. Мельникова. М. : ЦНИИПСК им. Мельникова, 2009. С. 153-177.
3. Новые формы легких металлических конструкций : коллект. монография/ ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко и др. М. : ИНПА, 1993. 287 с.
4. Wallace James A., Schusfer R. М., La Boube R. A. Testing of bolted cold- formed steel connections in bearing (with and without washers) // Final report by Canadian Cold Formed Steel Research Group, Department of Civil Engineering, University of Waterloo. Waterloo, Ontario, Canada. March 2001. 33 p.
5. Rogers Colin A., Hancock Gregory J. Failure Modes of Bolted Sheet Steel Connections Loaded in Shear / / Department of Civil Engineering The University of Sydney. Research Report R772. 1998. 28 p.
6. СНиП 11-23-81*. Стальные конструкции.
7. СП 53-102-2004. Общие правила проектирования стальных конструкций.
8. Рекомендации по проектированию работающих на сдвиг болтовых соединений стальных строительных конструкций / ЦНИИПроект- стальконструкция им. Мельникова, ВНИИПроектстальконструкция. М., 1989. 17 с.
9. Вейблат Б. М. и др. Расчет болтовых соединений в стадии упругопластической работы / / Стр-во и архитектура. 1975. N° 19.
10. Горпинченко В. М., Мацелинский Е. Р. Исследование работы соединений с холодновысаженными болтами // Строит, механика и расчет сооружений. 1977. № 6.


И. И. ВЕДЯКОВ, д-р техн. наук, советник РААСН
П. Д. ОДЕССКИЙ, д-р техн. наук, проф.
Д. В. СОЛОВЬЕВ, канд. техн. наук
(ОАО «НИЦ «Строительство» — ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко)


— Журнал «Промышленное и гражданское строительство» №3, 2010