WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


1

На правах рукописи

Родионов Игорь Константинович

СВАРОЧНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ УСИЛЕНИЯ СТЕРЖНЕЙ СТАЛЬНЫХ ФЕРМ ПОКРЫТИЙ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ

05.03.06 – Технологии и машины сварочного производства 05.23.01 – Строительные конструкции, здания и сооружения

Автореферат диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук

Тольятти – 2007

Работа выполнена в Тольяттинском государственном университете.

Научный консультант: заслуженный деятель науки и техники РФ, доктор технических наук, профессор СТОЛБОВ Владимир Иванович.

Официальные оппоненты: заслуженный деятель науки и техники РФ, доктор технических наук, профессор ПЕРЕВЕЗЕНЦЕВ Борис Николаевич;

доктор технических наук, профессор ШАНЧУРОВ Сергей Михайлович;

доктор технических наук, профессор МИХАЙЛОВ Виталий Витальевич.

Ведущая организация: АНО «Кузбасский центр сварки».

Защита состоится 9 ноября 2007 г. в 15 часов на заседании диссертационного совета Д 212.264.01 в Тольяттинском государственном университете по адресу: 445667, Самарская область, г. Тольятти, ГСП, ул. Белорусская, 14, тел.: 8-8482-53-95-54.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Тольяттинского государственного университета.

Автореферат разослан: «____»___________2007 г.

Учёный секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор П.Ф.Зибров

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Дальнейший подъём российской экономики неизбежно будет связан с модернизацией промышленных предприятий. Модернизация повлечёт необходимость приспособления к новым условиям работы (увеличение крановых нагрузок, подвеска технологического оборудования и т.п.) строительных конструкций эксплуатируемых зданий, значительная часть которых претерпела к настоящему времени определенный износ. Одним из приёмов продления срока службы конструкций является их усиление. Усиления требуют основные несущие элементы каркаса, в том числе и стальные стропильные фермы. Среди методов усиления таких ферм одним из наиболее применяемых является метод увеличения сечений отдельных стержней путём присоединения к ним на сварке стержневых элементов.

Сварка серьёзно влияет на работу стержней как в процессе их усиления, так и усиленных: имеют место тепловые ослабления, временные и остаточные напряжения и деформации. Величины их в значительной степени определяются факторами технологии сварки: тепловложением, протяжённостью швов, расположением по длине и в сечении, порядком наплавки. Комплексно, проблемно влияние технологических параметров сварки на работу стержней ферм не исследовалось. Этим объясняется разноречивость известных указаний по сварочным технологиям усиления стержней ферм. В этом же и причина разных, рекомендуемых в различных источниках без привязки к конкретным технологиям сварки, усилий в стержнях, предельно допускаемых при усилении: их предлагают ограничивать величинами, равными 0,4…0,8 от расчётной несущей способности. Учитывая засорение покрытий производственной пылью, дефекты в стержнях, фермы могут работать за пределом расчётной несущей способности, находясь, фактически, в аварийном состоянии. В этой связи выполнение вышеуказанных рекомендаций требует обязательную, порой значительную, разгрузку ферм от части постоянной нагрузки, т.е. разборку части покрытия.

Отсюда и важность разработки рациональных сварочных технологий усиления стержней ферм, выявления критериев безопасного проведения его при заданных нагрузках.

Цель исследований: Повышение надежности работы стальных ферм покрытий, находящихся под нагрузками, близкими к предельным, на основе разработанных рациональных сварочных технологий усиления стержней.

Для достижения поставленной цели были решены следующие задачи:

– выполнены теоретические исследования влияния сварочных режимов технологий на напряженно–деформированное состояние нагруженных стержней стальных ферм;

– разработаны классификации уровней напряженно–деформированного состояния усиливаемых стержней стальных ферм на основе теоретически обоснованных моделей, привязанных к технологиям сварки;

– получены критерии определения предельных уровней напряжений сжатия и растяжения в стержневых элементах ферм, при которых возможно их усиление с применением сварки;

– получены рациональные сварочные технологии усиления стержней ферм при максимально возможном уровне нагружения металла стальных ферм;

– разработаны рекомендации по безопасному применению сварочных технологий усиления эксплуатируемых стальных ферм;

– разработаны методики расчета сварочных напряжений и деформаций для случаев усиления сжатых стержней;

– разработаны методики определения тепловых ослаблений сваркой сечений сжатых и растянутых элементов стальных ферм.

Методы исследования. Поставленные задачи решены путём проведения теоретических и экспериментальных исследований.

Все теоретические исследования базируются на математическом аппарате теории теплопроводности и теплообмена. Исследования тепловых ослаблений сечений проводились с использованием положений теории распространения тепла при сварке академика Н.Н.Рыкалина. В основу исследований сварочных напряжений и деформаций, развивающихся в сжатых усиливаемых стержнях, положен метод «фиктивных температур» профессора В.С.Игнатьевой.

Экспериментальные исследования и промышленная апробация теоретических положений работы осуществлялись с применением стандартных и широко апробированных методик испытания и аппарата математической статистики.

Научная новизна работы заключается в разработке:

– концепции регулирования технологическими приёмами сварки прогибов и тепловых ослаблений усиливаемых стержней ферм покрытий с целью улучшения их работы как в процессе усиления, так и усиленных;

– теоретических основ сварочных технологий, применительно к усилению стержневых элементов стальных ферм, работающих на уровнях, близких к предельным, расчетным;

– классификации уровней напряженно–деформированного состояния усиливаемых стержней стальных ферм на основе теоретически обоснованных моделей, привязанных к технологиям сварки;

– методик расчета безопасности проведения сварочных работ при усилении стержней стальных ферм покрытий в зависимости от конкретных схем усиления;

– методик определения тепловых ослаблений, сварочных напряжений и деформаций в усиливаемых стержневых элементах стальных ферм.

На защиту выносятся:

1. Теоретически обоснованные и экспериментально подтверждённые концепции регулирования сварочных прогибов и тепловых ослаблений стержней стальных ферм покрытий, выполняемого под нагрузкой технологическими приёмами в процессе их усиления.

2. Теоретически обоснованные и экспериментально проверенные методики определения напряженно–деформированного состояния усиливаемых стержней стальных уголковых ферм, работающих в условиях предельного загружения.

3. Критерии расчета безопасности проведения сварочных работ по усилению стержней ферм покрытий зданий и сооружений.

4. Рациональные технологии сварки для случаев усиления стержней стальных ферм покрытий методом увеличения сечений.

5. Расчетные методики определения ослабляющего воздействия сварки на металл усиливаемых стержней ферм покрытий.

Практическая ценность работы. Разработаны сварочные технологии, позволяющие производить усиление стальных уголковых ферм покрытий промышленных зданий и сооружений методом увеличения сечений стержней при уровнях действия нагрузок, близких к предельным расчетным величинам. Это позволяет экономить значительные материальные и трудовые ресурсы за счет отказа от остановки производства, демонтажа и повторного монтажа конструкций покрытия и кровли зданий.

Апробация работы. Результаты работы доложены и обсуждены на следующих научно–технических конференциях и семинарах:

– на научно–техническом семинаре кафедры «Металлические конструкции» МИСИ им. В.В.Куйбышева, Москва (1978 г.);

– на научно–техническом семинаре техсовета «ВНИКТИСтальконструкция», Москва (1981 г.);

– на научно–техническом семинаре кафедры «Металлические конструкции» МИСИ им. В.В.Куйбышева, Москва (1981 г.);

– на научно–техническом семинаре Всероссийской выставки «Сварка цветных металлов и сплавов», ТолПИ, Тольятти (1986 г.);

– на региональной научно–технической конференции «Градостроительство, реконструкция и инженерное обеспечение устойчивого развития городов Поволжья», ТолПИ, Тольятти (1999 г.);

– на диссертационном Совете Тольяттинского регионального научного центра «Ноосферные знания и технологии» РАЕН, ТолПИ, Тольятти (1999 г.);

– на Всероссийской научно–технической конференции «Сварка – XXI век», ТГУ, Тольятти (2002 г.);

– на научно–техническом семинаре кафедры «Оборудование и технологии сварочного производства» ТГУ, Тольятти (2002 г.);

– на международной конференции «Информационные технологии в образовании, технике и медицине», технический университет, Волгоград (2002 г.);

– на Всероссийской с международным участием конференции «Сварка на рубеже веков», МГТУ им. Н.Э.Баумана, Москва (2003 г.);

– на семинаре научно–технического Совета ТГУ, Тольятти (2003 г.);

– на Всероссийской научно–практической конференции «Градостроительство, реконструкция и инженерное обеспечение устойчивого развития городов Поволжья», ТГУ, Тольятти (2004 г.);

– на Всероссийской научно–технической конференции «Современные тенденции развития строительного комплекса Поволжья», ТГУ, Тольятти (2005 г.);

– на 2–й международной научно–технической конференции «Экология и безопасность жизнедеятельности промышленных и транспортных комплексов», ЭЛПИТ–2005, ТГУ, Тольятти, (2005 г.);

– на семинаре научно–технического Совета ТГУ, Тольятти (2006 г.);

– на научно–техническом семинаре кафедры «Машины и автоматизация сварочного производства» ДГТУ, Ростов–на–Дону, (2006 г.);

– на расширенном научно–техническом семинаре кафедры «Металлические конструкции и испытания сооружений» КазГАСА, Казань, (2006 г.).

Публикации. По результатам работы над диссертацией автором опубликовано 46 печатных работ, включая 10 в реферируемых изданиях, в том числе монографию и 2 патента на изобретения.

Объём и структура работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, общих выводов, списка литературы и приложения. Диссертация содержит 323 листа, в том числе 119 рисунков и 24 таблицы. Список литературы состоит из 244 наименования.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении раскрыта актуальность диссертационной работы, сформулированы научная новизна и основные положения, выносимые на защиту.

Глава 1. Состояние вопроса.

Глава включает три основных раздела.

В первом даются классификации причин и приёмов усиления стальных стропильных ферм.

Причинами усиления являются, с одной стороны, изменения условий их работы (увеличение нагрузки, изменение расчетных схем, возраст), с другой, её дефекты (связанные с транспортировкой, монтажом, эксплуатацией, ошибками при проектировании, изготовлении).

Приёмы усиления можно поделить на две группы: усиление ферм в целом и местное усиление. Усиление в целом эффективно в случае необходимости усилить значительное количество элементов. Оно достигается, в основном, изменением расчетных и конструктивных схем и повышением пространственной жесткости. Местное усиление включает усиление соединений и элементов.

К последнему относится, в частности, и метод усиления стержней путём присоединения на сварке элементов, увеличивающих сечение. Метод увеличения сечений является одним из наиболее применяемых, учитывая то, что, во– первых, усиления требует, как правило, сравнительно небольшое количество элементов и, во–вторых, необходимость усиления стержней появляется обычно и при усилении ферм в целом.

Во втором разделе приводится обзор работ, выполненных в области усиления ферм. Этой проблеме уделялось большое внимание. Известны монографии Б.И.Беляева, М.Р.Бельского, Н.А.Болобана, А.А.Гвоздева, М.И.Лащенко, М.М.Сахновского, А.М.Титова, И.С.Реброва. Из исследований наиболее известны работы В.М.Колесникова, Б.И.Десятова, Р.Кизингера, И.С.Реброва. Основное внимание в них уделено работе усиленных элементов:

влиянию на их несущую способность величины нагрузки усиления, схем присоединения усиливающих элементов и т.п.; в отдельных исследованиях рассматривается влияние сварки.

Авторы большинства работ дают рекомендации по назначению предельно допускаемых усилий в стержнях в момент их усиления. Диапазон разброса рекомендуемых величин большой: от 0,4 до 0,8 от расчётной несущей способности усиливаемых элементов. Ребров И.С. делает предположение о возможности проведения усиления сжатых стержней при усилиях в них, равных расчётной несущей способности.

Вопрос назначения предельно допускаемых при усилении усилий в значительной степени зависит от сварки, её технологических параметров. Авторами известных работ комплексное изучение этих вопросов не производилось. Отсюда вывод о некорректности известных рекомендаций по назначению усилий, предельно допускаемых при усилении стержней, что подтверждается, в частности, и случаями потери устойчивости, имевшими место при усилении сжатых образцов (Б.И.Десятов).

Кроме важности технической стороны проблемы есть и не менее важная экономическая и экологическая её значимость. Анализ результатов обследований ферм, выполненных автором, анализ аварий, описанных в литературе, дают основание сделать вывод о том, что фермы зачастую работают за пределом расчётной несущей способности. Причины – увеличение доли постоянной нагрузки (в частности, ввиду появления пылевой корки), а также появление дефектов в стержнях. Таким образом, выполнение известных рекомендаций потребует разгрузку ферм от части постоянной нагрузки. Отсюда значительные затраты на реконструкцию покрытия, потери от остановки производственного процесса внутри реконструируемого здания.

Третий раздел посвящён практике определения сварочных напряжений, деформаций и тепловых ослаблений в металлоконструкциях. Разработка теории сварочного производства ведётся в нашей стране, начиная с 30–х годов прошлого столетия, под руководством Г.А.Николаева, Н.Н.Рыкалина, Н.О.Окерблома, Е.О.Патона и др. Сварочные деформации и напряжения исследовались И.П.Байковой, В.А.Винокуровым, К.М.Готовским, А.Г.Григорьянцем, О.И.Гуща, А.А.Ерохиным, В.С.Игнатьевой, А.А.Казимировым, С.А.Кузьминым, С.А.Куркиным, В.И.Махненко, Г.И.Лесковым, В.Ф.Лукьяновым, Н.Н.Прохоровым, Н.Никол.Прохоровым, И.П.Трочуном, В.В.Фроловым и некоторыми другими авторами.

Существующие методы теоретического определения сварочных напряжений и деформаций можно подразделить на две группы: определение по внутреннему усадочному усилию в швах и по деформациям волокон свариваемых деталей. Из исследований, посвящённых первому методу, можно отметить работы Г.А.Николаева, Н.Н.Рыкалина, В.П.Вологдина, И.П.Трочуна, В.А.Андерса. Метод точен, в основном, в случае определения сварочных деформаций при одноосном напряжённом состоянии. Из исследований, посвящённых разработке и усовершенствованию второго метода, можно выделить работы Н.О.Окерблома, Г.А.Николаева, Г.Б.Талыпова, И.П.Байковой, В.С.Игнатьевой… С помощью вышеотмеченных методов решены задачи определения напряжений и деформаций для случаев сварки стержней составного сечения: тавра, двутавра, швеллера и т.п. Ряд работ был посвящен напряженному состоянию сварных конструкций, совершенствованию методик определения сварочных напряжений, деформаций. Среди них можно выделить работу А.С.Куркина, исследовавшего статическую прочность сварных соединений с угловыми швами, и работы Б.П.Азимова и В.В Шипа, исследовавших деформации сварных балочных конструкций соответственно от продольных и поперечных швов. Из последних работ следует отметить исследования А.А.Зарезина, посвященное разработке методики определения сварочных напряжений на основе метода пенетрации в сочетании с электронной спекл–интерферометрией, и В.М.Самсонова, посвященное определению напряженно–деформированного состояния и прочности сварных соединений с продольными угловыми швами для расчета на усталость.

Кроме разработки методов и методик определения сварочных напряжений и деформаций значительное внимание в сварочной науке уделено исследованию температурных процессов при сварке, разработке методов и методик расчета температурных полей. В этом направлении известны работы Н.Н.Рыкалина, Н.О.Окерблома. И.П.Байковой, Г.А.Николаева, В.А.Винокурова, С.А.Куркина, Н.Н.Прохорова, В.М.Полунина, А.Н.Серенко, В.А.Шаферовского и Н.Н.Пивторак.

Проблемам технологического характера посвящены работы С.А.Куркина, Ю.Г.Людмирского, А.С.Рыбакова, Б.В.Яблонского, Б.Ф.Якушина, М.Ю.Виниченко.

В области усиления стержней ферм известна лишь одна работа, полностью посвящённая вопросам сварки: Р.Кизингер исследовал напряжённое состояние растянутых усиливаемых элементов и разработал для этих случаев методику расчёта сварочных деформаций. Для случаев усиления сжатых стержней исследований сварочных напряжений, деформаций, тепловых ослаблений комплексно не проводилось. Не исследовались вопросы устойчивости сжатых стержней и прочности растянутых непосредственно в процессе их усиления, т.е. сварки, под нагрузкой. Отсутствуют исследования влияния сварки на работу элементов, усиливаемых в составе конструкции, и на работу усиливаемых ферм в целом.

Глава 2. Теоретическое исследование влияния технологических параметров сварки на работу стержней ферм, усиливаемых методом увеличения сечения.

Глава включает три основных раздела.

В первом разделе кратко излагаются основные положения метода расчета сварочных напряжений и деформаций профессора В.С.Игнатьевой, известного под названием метода «фиктивных температур».

Второй раздел посвящен вопросам устойчивости сжатых усиливаемых стержней с позиции развивающихся в момент сварки напряжений, деформаций и тепловых ослаблений сечений и, исходя из этого, разработке критериев возможности проведения сварочных работ при усилении сжатых элементов.

Исследование сварочных напряжений и деформаций проведено на двух схемах усиления: с расположением швов в сечении попарно с двух сторон от осей «Х» и «Y» и с расположением всех швов с одной стороны от оси «Х».

Развитие сварочных напряжений при усилении сжатых стержней с расположением швов попарно с двух сторон от осей «Х» и «Y» исследовано на примере усиления уголкового таврового стержня уголками по схеме «коробочки» (рис. 1).

z уЦТ +My +Mx +x +y eyа ex1 – N By – – B+ z–y – Т +x B–x z BBBy ey– ex– y Nyб – П – –y в + zy–x x Bэ y 1-й шов У Bч Т 4-й шов 1-й шов 2-й шов 3-й шов Рис. Общий план решения задачи проследим на примере наплавки 1–го шва:

погонная тепловая мощность распределяется на основной и усиливающий уголки, шов как бы разделяется на два: наплавляемые на основной элемент и усиливающий; от этих швов раздельно определяются распределения условных упругих температурных напряжений; путём уравновешивания их по сечению определяются временные сварочные напряжения и пластические их составляющие, которые в основном стержне корректируются с учётом сжимающих напряжений от нагрузки; пластические составляющие рассматриваются, как свободные температурные напряжения от фиктивных источников тепла, и путём уравновешивания их по сечению определяются остаточные сварочные напряжения. Распределение их (без учёта поворота сечения), представлено на рис. 1. Изгибающие моменты МХ1 и МY1, действующие в плоскостях, перпендикулярных осям «Х» и «Y», определяются, как произведения сумм усадочных усилий N01 и NY1, действующих в основных и усиливающих уголках, на соответствующие плечи. Выражения для определения сварочных прогибов в направлении осей «Х» и «Y» от наплавки 1–го шва длиной lW1, меньшей длины усиливаемого стержня l, будут иметь вид:

MY1 Y fX 1 = (2l lW1 - lW1), (1) 8E IY M X 1 X fY1 = (2l lW1 - lW1), (2) 8E I X где X, Y – коэффициенты приведения геометрической длины стержня к расчётной в плоскостях, перпендикулярных осям «Х» и «Y»; Е – модуль упругих деформаций; IX, IY – моменты инерции сечений относительно осей «Х» и «Y».

Пользуясь (1) и (2) можно решить и обратную задачу определения размеров швов, необходимых для создания требуемых прогибов, что является предпосылкой для регулирования технологическими способами напряжённого состояния сжатых усиливаемых стержней.

Аналогично могут быть определены распределения напряжений и выражения для определения прогибов от наплавки других швов. Прогибы от наплавки всех 4–х швов определяются, как результирующие с учётом величины и направления прогибов от наплавки отдельных швов:

fX = fX1 + fX2 – fX3 – fX4, (3) fY = – fY1 + fY2 + fY3 – fY4, (4) где fX1, fX2, fX3, fX4, fY1, fY2, fY3, fY4 – остаточные прогибы в направлении осей «Х» и «Y» от наплавки швов поз. 1–4.

Полученные зависимости дают возможность выбора рациональных технологий сварки.

В процессе усиления сжатых высоконапряженных стержней, учитывая желательность появления как можно меньших эксцентриситетов, в основе рациональной технологии должны лежать мероприятия по уменьшению сварочных прогибов.

В этой связи в случае отсутствия опасности хрупкого разрушения сварных соединений целесообразно, во–первых, уменьшение размеров швов (до требуемых с позиции совместности работы сваренных элементов), во–вторых, первоначальное нанесение их по концам в пределах фасонок и, в–третьих, наложение промежуточных швов в перекрёстном относительно центра тяжести сечения порядке (1–3–4–2, рис. 1). После проведения такого (основного) усиления с целью улучшения работы усиленных стержней возможно применение технологии сварки с наплавкой регулировочных швов, целью которой является создание сварочных прогибов, ликвидирующих имеющиеся в стержнях эксцентриситеты приложения нагрузки. В частности, такими эксцентриситетами при усилении центрально сжатых стержней являются смещения в плоскости, перпендикулярной оси «Х», центров тяжести сечений от присоединения дополнительных элементов. Ликвидировать их можно наплавкой требуемых для этого швов на спаренных полках уголков основных стержней (поз. 2, 3, рис. 1, рис. 7, б).

В случае необходимости наплавки соединительных швов по всей длине усиливаемых стержней целесообразна, во–первых, первоначальная наплавка их по концам стержней, в пределах фасонок и, во–вторых, дальнейшее наложение остальных (промежуточных) швов в перекрестном относительно центра тяжести сечения порядке. В рассматриваемом случае очевидна необходимость проверки устойчивости усиливаемого стержня с учетом ослаблений сваркой (прогибы, нагрев) при наплавке промежуточных швов.

Сварочные напряжения и деформации, развивающиеся при усилении сжатых стержней в случае расположения швов в сечении с одной стороны от оси «Х», исследовались на схеме усиления (рис. 2).

z +x +y +My +Mx e'yy e'xа – а – N'0 – Т П z'+ уЦТ –y –x +x – B9 1-й шов By BBBy +y e'y1 z e'x– – б N'y B+ – У 4-й шов Т в z'y–y – –x 1-й шов B3-й шов 2-й шов x B1-й шов Рис. Общий план решения аналогичен приведённому выше. Распределения остаточных напряжений (без учёта поворота сечения) в случае наплавки 1–го шва представлены на рис. 2. Изгибающие моменты M и MY1, действующие в Xплоскостях, перпендикулярных осям «Х» и «Y», вследствие наличия усадочных усилий N01 и N, приводят к появлению прогибов. Прогибы в направлении у осей «Х» и «Y» от наплавки 1–го шва длиной lW1, меньшей длины стержня l, определяются по формулам, подобным (1) и (2):

MY1 Y fX1 = (2l lW1 - lW1), (5) 8E IY M X1 X fY1 = (2l lW1 - lW1). (6) 8E I X Аналогично определяются прогибы от наплавки остальных швов. Выраже ния для определения прогибов в направлении осей «Х» и «Y» ( fX и fY ) от наплавки всех четырёх швов будут иметь вид, отличный от (3) и (4):

fX = fX1 - fX 2 + fX 3 - fX 4, (7) fY = -( fY1 + fY 2 + fY 3 + fY 4). (8) Анализируя формулы (7) и (8) с позиции обеспечения при усилении минимальных прогибов, можно заметить, что в направлении оси «Х» будет оптимальным перекрёстный порядок сварки относительно оси «Y», в частности, 1–4–3–2. Относительно же оси «Х» перекрёстный порядок сварки невозможен и, таким образом, в процессе наплавки швов будет рост прогибов в направлении оси «Y»; вполне возможна (при длинных швах) потеря устойчивости высоконапряженного стержня в процессе усиления. Очевидна целесообразность создания прогибов, уравновешивающих прогибы от наплавки швов поз. 1–4.

Это возможно путём наложения валиков на спаренных полках основных уголков с противоположной стороны от оси «Х» (поз. 5, 6, рис. 3).

Наплавка швов 5, 6 приводит к появлению сварочных напряжений. Определение их, в целом, аналогично вышеизложенным вариантам. Отличие одно:

вся тепловая энергия при наплавке швов поз. 5, 6 приходится на основные уголки. На рис. 3 представлено распределение остаточных напряжений (без учёта поворота сечения) от наплавки шва поз. 5. Изгибающие моменты МX5, МY5 в плоскостях, перпендикулярных осям «Х» и «Y», появляющиеся в результате действия усадочного усилия N05, приводят к появлению прогибов. Выражения для определения их в направлении осей «Х» и «Y» в случае наплавки шва поз. длиной lW5 в пределах длины стержня l будут иметь вид:

MY 5 Y fX 5 = (2l lW 5 - lW 5), (9) 8E IY M X 5 X fY 5 = (2l lW 5 - lW 5). (10) 8E I X Аналогично можно получить и выражения для расчёта остаточных прогибов fX6, fY6 в направлении осей «Х» и «Y» от наплавки 6–го шва.

Пользуясь формулами для определения прогибов от наплавки связующих и регулировочных швов, можно найти выражения, позволяющие определять привязки С и размеры регулировочных швов (поз. 5, 6), необходимые для уравновешивания прогибов от наплавки связующих швов (поз. 1–4).

z +My +Mx +x By eyB+y By а – N05 ex– z'– с B+ y –x –y B– Т BП 0 б y с 6-й шов x 5-й шов Рис. В частности, такое выражение для определения привязки С и размеров регулировочного шва поз. 5, требуемых для уравновешивания прогиба в направлении оси «Y», появляющегося в результате наплавки связующего шва поз. 1, длиной lW1, будет иметь вид:

M [l2 - (l - lW1)2]= N05C[l2 - (l - lW 5)2]. (11) X Для исключения роста прогибов сжатых стержней в процессе усиления целесообразна (особенно при сплошных связующих швах и усилиях, близких к предельным) поочередная, перекрёстная относительно центров тяжести сечений наплавка связующих и регулировочных швов. В частности, такими оптимальными порядками сварки будут: 1–6–4–5–3–6–2–5 и 2–5–3–6–4–5–1–6.

Таким образом, теоретически обоснованы сварочные технологии, рациональные с позиции изгибных деформаций для случаев усиления сжатых стержней ферм.

Тепловое ослабление сваркой сечений усиливаемых сжатых стержней. Задача определения теплового ослабления рассмотрена на примере усиления втавр полосы толщиной 0 полосовым элементом толщиной у (рис. 4). За величину теплового ослабления принята площадь сечения, которая теряет при сварке способность сопротивляться развитию деформаций, т.е. нагревается выше расчётной температуры Тр = 600С (для низкоуглеродистой стали).

y T = 600° y max N N V X max Рис. Выражения для определения максимальной ширины “пятен” теплового ос0 у лабления для основного ( Хmax ) и усиливающего (Ymax ) элементов (рис. 4) могут быть определены, как:

qП Х = ±, (12) max 3200у qП у Ymax =, (13) 3200у 0 у где qП и qП – погонные энергии, приходящиеся на основной и усиливающий элементы.

Полученные зависимости дают возможность оценить различные сварочные технологии с позиции влияния на работу усиливаемых стержней при заданных нагрузках. Влияние сварки проанализируем на примере усиления сжатого раскоса уголковыми элементами усиления (рис. 5).

1 Рис. С позиции вопроса о порядке сварки возможны две принципиально разные технологии: первая – с наплавкой первоначально промежуточных швов поз. 3, а затем швов поз. 1 и 2 по концам стержня (технология, обосновываемая рядом авторов возможностью уравновешивания сварочных деформаций); вторая – с первоначальной наплавкой концевых швов поз. 1,2 в пределах фасонок с последующим наложением швов поз. 3.

При усилении по первой технологической схеме первоначальная наплавка швов поз. 3 приводит к появлению теплового ослабления основного стержня и, таким образом, уменьшению его несущей способности. Элемент усиления ещё не работает. Отсюда условие обеспечения несущей способности стержня в процессе усиления будет определяться по сечению 3–3 и иметь вид:

у 0 СВ min 0 [Nуст] (1 – A0 /А0) N. (14) min где N – усилие в стержне; [Nуст] – несущая способность основного стержня до СВ усиления; А0 – площадь сечения основного стержня; A0 – площадь теплового ослабления сечения основного стержня; 0 – минимальный коэффициент проmin у дольного изгиба основного стержня до усиления; min – минимальный коэффициент продольного изгиба основного стержня в момент усиления (учитывая рау зогрев стержня, коэффициент min в общем случае следует определять с учетом начальных эксцентриситетов, тепловой потери части сечения и смещения его центра тяжести).

Несущая способность основного стержня до усиления[Nуст] определяется, как:

[Nуст]= 0 А00, (15) min Т где 0 – предел текучести материала основного стержня.

Т СВ Выражение (1 – A0 /А0) в формуле (14) очевидно меньше единицы. Меньу ше единицы и отношение min 0. Таким образом, рассматривая неравенство min (14), можно сделать вывод, что усиление сжатого стержня в случае первоначальной наплавки швов между фасонками возможно лишь при усилии в нём N, находящемся в пределах определённой доли несущей способности, т.е.

N K1 [Nуст], (16) где коэффициент K1 равен:

у СВ K1 = min 0 (1 – A0 /А0). (17) min Коэффициент зависит от величины погонного тепловложения, конструктивных, геометрических и прочностных особенностей усиливаемых и усиливающих элементов. Он может быть больше нуля и равен ему, но всегда меньше единицы, т.е., 1 > K1 0.

Моменты последующих наплавок концевых швов рассматривать нецелесообразно, так как очевидно, что это более выгодные сечения с позиции несущей способности усиливаемого стержня: они включают в себя и фасонки.

При усилении по второй технологической схеме в процессе первоначальной наплавки концевых швов поз. 1 и 2 в пределах фасонок имеют место ослабления сечений основного стержня, но они могут быть компенсированы сечениями фасонок. При последующей наплавке промежуточных швов (поз. 3) основной и усиливающие элементы получают тепловые ослабления, но работают совместно, учитывая закрепление концов рабочими швами и наличие прихваток в местах будущих швов поз. 3.

В этой связи условия обеспечения несущей способности стержня в процессе усиления будут определяться по сечениям 1–1 и 2–2 (по прочности) и 3–3 (по устойчивости) и выражаться формулами соответственно (18–20):

0 1- СВ N [Nпр] + (AФ1Ф1 - A0 0 ), (18) Т Т 0 2 СВ N [Nпр] + (AФ-2Ф2 - A0 0 ), (19) Т Т 0 СВ У N K2[Nуст] + 1 (AУ - AУ ) Т, (20) min где коэффициент K2 определяется, как:

СВ K2 = 1 0 (1- A0 А0). (21) min min В формулах (18–21) приняты следующие обозначения: N, [Nуст], 0, A0, min СВ A0 – то же, что и в формуле (14); [Nпр] – несущая способность основного стержня до усиления по прочности; АУ – площадь сечения элемента усиления;

СВ 1- AУ – площадь ослабления сваркой сечения элемента усиления; AФ1, AФ-2 – минимальные площади сечений фасонок (сеч. 1–1 и сеч. 2–2); Ф1, Ф2 – преТ Т У делы текучести материала соответственно 1–й и 2–й фасонок; Т – предел текучести элемента усиления; 1 – минимальный коэффициент продольного изmin гиба усиливаемого стержня.

Учитывая совместную в данном случае работу основного и усиливающих стержней, коэффициент 1 следует определять по ослабленному сваркой усиmin ленному сечению (т.е., включая элементы усиления), с учетом начальных эксцентриситетов и смещения его центра тяжести.

Несущая способность основного стержня до усиления по прочности в формулах (18, 19) определяется, как:

[Nпр] = А00. (22) Т Как показывают неравенства (18, 19), с позиции обеспечения прочности по сечениям 1–1, 2–2 возможно проведение усиления при усилии в стержне, равном его несущей способности, т.е. при N = [N ]. Для этого необходимо выуст полнение условий:

СВ 1A0 0 AФ1Ф1 + (1- 0)А00, (23) Т Т Т СВ A0 0 AФ-2Ф2 + (1- 0)А00. (24) Т Т Т То есть, ослабление сваркой основного стержня при наплавке концевых швов должно быть компенсировано по прочности сечениями фасонок (сеч. 1–1, 2–2, рис. 5).

Неравенство (20) определяет условие устойчивости усиливаемого стержня при наплавке промежуточного шва (сеч. 3–3). В случае равенства усилия несущей способности стержня, т.е. N = [Nуст], неравенство примет вид:

0 СВ У (1- K2) [Nуст] 1 (AУ - AУ ) Т. (25) min Коэффициент K2 < 1. Таким образом, как показывает неравенство (25), с позиции устойчивости также возможно усиление сжатого стержня при усилии в нём, равном несущей способности. Для этого необходима компенсация по устойчивости потерь несущей способности усиливаемого стержня сечениями элементов усиления, неразогретыми выше 600°С.

Третий раздел второй главы посвящен вопросам разработки критериев возможности усиления растянутых стержней с учетом уровня их нагружения и последствий сварочного воздействия.

Рассматривая вопрос о порядке наплавки швов, можно заметить, что все, предлагаемые в различных источниках, технологические схемы сводятся, как и в случае усиления сжатых стержней, к двум принципиально разным технологиям присоединения элементов усиления к основным стержням: первая – с наплавкой первоначально швов поз. 3 (промежуточных швов), а затем поз. 1 и 2 по концам усиливаемого стержня; вторая, наоборот, – с первоначальной наплавкой швов поз.1 и 2 (в пределах фасонок) с последующим наложением швов поз. 3.

При усилении по первой технологической схеме условие обеспечения несущей способности стержня при сварке будет определяться по сечению 3–(рис. 5) и иметь вид:

СВ N [N](1- A0 А0), (26) где N – усилие в стержне; [N] – несущая способность основного стержня до СВ усиления (формула 22); A0, A0 – см. формулу (14).

СВ Величина (1- A0 А0) меньше единицы. Отсюда вывод: усиление растянутого стержня в случае первоначальной наплавки промежуточных швов возможно лишь при усилии, находящемся в пределах доли несущей способности, т.е.

СВ N К [N], где К = (1- A0 А0) <1 зависит от величины тепловложения и размеров сечений свариваемых элементов.

При усилении по второй технологической схеме необходимо рассматривать все три сечения (рис. 5). Условия обеспечения несущей способности по сечениям 1–1, 2–2, 3–3 будут выражаться формулами:

1- СВ N [N] + (AФ1Ф1 - A0 0 ), (27) Т Т 2 СВ N [N] + (AФ-2Ф2 - A0 0 ), (28) Т Т У СВ У СВ N [N] + (AУТ - AУ Т - A0 0 ), (29) Т 1- 2 У СВ где AФ1, AФ-2, Ф1, Ф2, 0, Т, АУ, AУ – см. формулы (14, 18–20).

Т Т Т Выражения (27–29) – критерии безопасности усиления растянутых стержней по 2–й технологической схеме. Можно заметить, что в данном случае возможно проведение усиления при усилии в стержне, равном его несущей способности. Для этого необходимо выполнение трёх условий:

СВ 1A0 0 AФ1Ф1, (30) Т Т СВ A0 0 AФ-2Ф2, (31) Т Т СВ СВ У A0 0 (AУ - AУ ) Т. (32) Т Т.е. ослабление основного стержня сваркой должно быть компенсировано по прочности, во-первых, сечениями фасонок и, во-вторых, частью сечения элемента усиления, не ослабленного сваркой.

Таким образом, в результате проведенных теоретических исследований были получены зависимости, позволяющие определять тепловые ослабления при сварке (прогибы, потери части сечений) усиливаемых сжатых и растянутых стержней, что в свою очередь позволило обосновать рациональные сварочные технологии и получить критерии безопасного ведения сварки при различных технологических схемах усиления. Все это необходимо было проверить экспериментально.

Глава 3. Экспериментальное исследование влияния технологических параметров сварки на работу усиливаемых методом увеличения сечения стержней ферм, находящихся под нагрузкой.

Глава включает три основных раздела и выводы.

Первый раздел посвящен экспериментальному исследованию влияния технологических параметров сварки на напряженное состояние фермы, находящейся под нагрузкой, при усилении ее стержней.

Цель исследования – подтверждение на конструкции теоретически полученных закономерностей, в особенности главную из них: о возможности регулирования сварочных деформаций путём варьирования технологическими параметрами сварки при усилении сжатых стержней. Кроме того, необходимо было получить информацию о работе стержней, усиливаемых в составе конструкции, о влиянии производимой сварки на напряжённое состояние остальных элементов фермы и, в целом, конструкции.

Исследование проводилось на уголковой ферме с параллельными поясами, пролётом 24 м, на стенде ВНИИМонтажспецстроя. Усилению подвергались третьи от опор раскосы и средние панели верхнего пояса при усилиях, равных 0,8 и 0,9 от нормативной (по Т) величины несущей способности. Усиливающие элементы – уголки; схема усиления – «коробочки». Присоединение сначала на прихватках, с последующей наплавкой связующих швов: первоначально по концам, в пределах фасонок, затем прерывистые промежуточные швы. Порядок наплавки промежуточных швов варьировался при усилении разных стержней.

Сварка велась вручную; контролировались параметры режима. Напряжённое состояние стержней и фасонок наблюдалось по тензодатчикам. Регистрировались изменения прогибов усиливаемых стержней и фермы с помощью прогибомеров Максимова. Снятие показаний по приборам производилось после выполнения каждого этапа сварки (отмечен цифрами на рис. 6, а): снимался максимальный отсчёт в течении 4–5 минут наблюдений.

Рис. Как показали испытания, в процессе сварки изменялось напряжённое состояние усиливаемых стержней. При наплавке концевых швов, в подтверждение теории, это изменение – минимальное: незначительно изменялись напряжения, прогибы практически не изменялись. При наплавке промежуточных швов изменения более значительны: идёт перераспределение напряжений в среднем сечении; изменяются прогибы. Изменения прогибов носили выраженный характер остаточных, что определяется, по-видимому, быстрым остыванием металла швов. Направление их довольно чётко зависело от положения швов в сечении. Так, наплавка швов поз. 3–10 (lW 445 см, kf = 5–6 мм) при усилении раскоса Р3 (2908 двумя 636, рис. 6) приводила к появлению прогибов в направлении отрицательной оси «Y». Швы поз. 11–18 (lW 441 см, kf = 5–6 мм)создавали прогибы в направлении положительной оси. Все эти характерные моменты напряжённого состояния подтверждались, в целом, на всех 4–х усиливаемых стержнях, давая, таким образом, основание для вывода, в первом приближении, о корректности полученных в теоретической главе зависимостей и разработанных технологий.

Наблюдения за работой фасонок и стержней, примыкающих к усиливаемым элементам, показали лишь незначительные изменения напряжений в фасонках при наплавке концевых швов, исчезающие с остыванием усиливаемых стержней. Прогибы фермы в процессе сварки не изменялись.

Таким образом, проведённое исследование, подтвердив основные положения теории, особенно о возможности регулирования напряжённого состояния усиливаемых стержней технологическими приёмами сварки, дало основание проводить дальнейшую доводку полученных теоретически сварочных технологий на сжатых стержневых образцах.

Второй раздел посвящен экспериментальному исследованию влияния технологических параметров сварки на работу усиливаемых сжатых стержневых образцов. Целью исследования являлось подтверждение корректности полученных теоретически технологий, их рациональности с точки зрения влияния на работу сжатых стержней как в процессе усиления, так и усиленных.

Исследования проводились на уголковых стержнях таврового сечения, усиливаемых по двум, отличным с позиции сварки, схемам: с расположением швов попарно с двух сторон от осей сечения и с расположением их с одной стороны от оси «Х».

Исследование работы сжатых усиливаемых стержней с расположением швов попарно с двух сторон от осей сечения проводилось на примере усиления уголками (рис. 7). Все стержни (18 штук) были разбиты на три серии «А», «Б» и «В», по гибкостям: серия «А» – 210010, max = 87,2; серия «Б» – 21008, max = 102,9; серия «В» – 2757, max = 124,9. Стержни каждой серии были разделены на две равные группы: при усилении их применялись две разные технологии сварки. В качестве элементов усиления принимались 757 для стержней серий «А» и «Б» и 565 – для стержней серии «В». Пределы текучести уголков составляли:

10010 – 27,5 кН/см2, 1008 – 26,3 кН/см2, 757 – 31,8 кН/см2, 565 – 27,75 кН/см2.

e Рис. Испытания проводились на прессе ГМ–1000. На опорные плиты пресса были прикреплены шарнирные опоры. Испытание каждого образца проводилось следующим образом: стержень устанавливался между опорами и тщательно центрировался; за нагрузку усиления принималась величина, при которой усилие в стержне равнялось его нормативной несущей способности:

У P = N0 = 00 A0; при данной нагрузке к образцу прикреплялись на прихватТ ках усиливающие уголки; после этого производилась наплавка швов. Технологии наплавки отличались при усилении стержней отдельных групп.

При усилении стержней 1-й группы (рис. 7, а) в соответствии с выводами теории швы наплавлялись минимальных размеров в нескольких сечениях (из условия обеспечения совместности работы сваренных элементов): в двух – по концам стержней (концевые швы) и в нескольких – по длине (промежуточные).

Первоначально накладывались концевые швы в пределах опорных косынок с катетом 5–6 мм и длиной (каждый шов) 100 мм, 80 мм и 60 мм для стержней соответственно серий «А», «Б» и «В». Промежуточные швы наплавлялись в виде швов–шпонок катетом 5 мм и длиной 50 мм по каждому сечению в перекрёстном порядке относительно центра тяжести сечения (указан цифрами на рис. 7, а).

При усилении стержней 2-й группы после этого наплавлялись дополнительные, регулировочные швы (рис. 7, б) с размерами, необходимыми по расчёту (глава 2) для получения остаточных прогибов, равных по величине, но обратных по направлению смещениям центров тяжести сечений, появляющимся при примыкании усиливающих элементов. Таким образом, стержни в средних сечениях приводились к условиям, близким к центральному сжатию. Данный способ усиления защищен патентом на изобретение.

После усиления и остывания стержни нагружались до потери устойчивости. В процессе испытаний производилось наблюдение за их работой по показаниям тензодатчиков и проволочного прогибомера (в плоскости минимальной жёсткости). Контролировались параметры режима сварки.

По результатам испытаний были построены графики изменения напряжений и прогибов. На рис. 8 они представлены для случая усиления 1–го образца 1–й группы серии «В». Как видно из графиков, напряжённое состояние усиливаемого стержня крайне мало изменялось в процессе наплавки концевых швов (поз. 1, 2): незначительно изменялись напряжения; практически не фиксировались изменения прогибов. Изменения напряжений, по характеру схожие с изменениями их при усилении стержней ферм, появлялись при наплавке швов– шпонок. Подтверждая теорию, изменения прогибов носили волнообразный характер, т.е. отвечали перекрёстному порядку наплавки швов–шпонок. Амплитуды изменений прогибов данного стержня были в пределах (–0,28…–1,02) мм.

Остаточный сварочный прогиб составил 0,64 мм. Вышеописанная работа была характерна для всех стержней 1–й группы.

При увеличении нагрузки стержень работал как внецентренно сжатый элемент; потеря устойчивости – изгиб в направлении спаренных полок уголков основного стержня. Критические силы стержней одинаковых серий были близки:

(885–895) кН – для стержней серии «А», (610–620) кН – серии «Б», (340–345) кН – серии «В». Измерения швов показали следующее: катеты близки к расчётным, отклонение длин в пределах ± 15 мм; среза швов отмечено не было.

Работа стержней 2–й группы в процессе наплавки концевых и промежуточных швов была аналогична работе стержней 1–й группы (рис. 9). Наплавка регулировочных швов резко меняла напряжённое состояние: создавались прогибы, приводящие центры тяжести сечений к оси приложенной нагрузки. Величины Рис. требуемых сварочных прогибов fYтр определялись с учётом смещений центров тяжести сечений есм (рис. 7, а), начальных эксцентриситетов, остаточных прогибов от наплавки промежуточных швов. Фактические значения сварочных прогибов отличались от значений, определённых расчётом в пределах 4,6%.

В ходе испытаний были замерены действительные длины регулировочных швов. Значения их, определённые с учётом зафиксированных параметров режима, оказались близкими к экспериментальным: разброс (+6…–8)%. Наплавка регулировочных швов изменяла и напряжения в средних сечениях. Изменения, в целом, соответствовали общему изгибу стержней (рис. 9, а).

После остывания стержни нагружались. Работа их была близка к работе центрально сжатых элементов. Форма потери устойчивости соответствовала изгибной в плоскости YOZ, но направление изгиба было в сторону обушков основных уголков. Критические силы стержней 2–й группы были в пределах Рис. (980–1025) кН для стержней серии «А», (725–750) кН – серии «Б», (445–455) кН – серии «В», т.е. они были на (13–31)% выше критических сил стержней 1–й группы, что показывает эффективность принятой для стержней 2–й группы сварочной технологии.

Экспериментальное исследование работы сжатых усиливаемых образцов с расположением связующих швов в сечении с одной стороны от оси «Х» проводилось на примере усиления уголковых стержней таврового сечения уголками из плоскости YOZ. Было выполнено 18 образцов из 2757. Они были разбиты по гибкостям на 3 серии – «А», «Б» и «В»: серия «А» – max = 74,6; серия «Б» – max = 98,7; серия «В» – max = 124,9. Стержни каждой серии были разделены на две группы: при усилении их применялись две разные технологии сварки. Для обеспечения минимального смещения центра тяжести сечения усиливаемых стержней в направлении оси Y в качестве элементов усиления были приняты 505 (смещение 0,2мм). Пределы текучести уголков составляли:

757 – 31,8 кН/см ; 505 – 31,1 кН/см2.

Испытания образцов проводились на прессе ГМ–1000. Каждый образец устанавливался между шарнирными опорами и центрировался. За величины нагрузок усиления были приняты значения, при которых усилия в усиливаемых у стержнях равнялись их нормативной несущей способности: P = N0 = 0Т А0.

При принятой нагрузке к стержням на прихватках прикреплялись элементы усиления и производилась наплавка швов.

При усилении стержней 1–й группы наплавлялись связующие швы (рис. 10, а): в пределах опорных косынок (концевые) и в нескольких сечениях по длине (промежуточные). Размеры их определялись из условия обеспечения совместности работы сваренных элементов после усиления. Концевые швы требовались катетом 4 мм и длиной (каждый шов из 4–х швов с каждого конца) 70, 50, 50 мм (серий «А», «Б», «В»). Промежуточные швы требовались в виде 4–х швов–шпонок катетом 4 мм и длиной 50 мм в каждом сечении. Порядок сварки принимался с первоначальным нанесением концевых швов и последующим промежуточных. Промежуточные швы наплавлялись в сечении перекрёстно относительно оси «Y» (рис. 10).

Рис. При усилении стержней 2–й группы ставилась цель ограничить рост прогибов в направлении оси «Y», который по теории (глава 2), должен был иметь место при наплавке промежуточных швов. Для этого после наплавки в сечении каждого промежуточного шва–шпонки наплавлялся уравновешивающий валик на спаренных полках основных уголков (рис. 10, б) на расстоянии 20 мм от оси «Х». По расчётам каждый такой шов должен был выполняться длиной 50…55 мм на режиме наплавки промежуточных швов. Данный способ усиления защищен патентом.

После сварки усиленные стержни остывали и далее нагружались до потери устойчивости.

В процессе испытаний производилось наблюдение за работой стержней по показаниям двух проволочных прогибомеров (тензодатчики использовались лишь при центрировании). Показания снимались после наплавки каждого шва, обозначенного цифрами на рис. 10: регистрировалась максимальная величина прогибов из наблюдаемых в течении порядка 5 минут. В процессе сварки контролировались параметры режима. После испытания каждого стержня измерялись швы.

По результатам наблюдений за прогибомерами были построены графики изменений прогибов стержней. На рис. 11 представлены такие графики для случая усиления 2–го образца 1–й группы серии «Б». Как видно из него, наплавка концевых швов не приводит к изменениям прогибов стержня. Изменения имеют место лишь с наплавкой промежуточных швов. В направлении оси «Х» характер их волнообразный, размах амплитуды незначительный: от +0,мм до –0,22 мм. В направлении оси «Y» отмечается рост прогиба в сторону перьев спаренных полок основных уголков, достигшего в результате наплавки всех промежуточных швов величины, равной 3,81 мм. Аналогично, подтверждая теоретические результаты (глава 2), работали стержни всех серий. Отличие было лишь в величинах остаточных прогибов. В частности, стержни серии «А» имели фактические прогибы в пределах (2,33–1,64) мм, стержни серии «Б» – (3,41–3,81) мм, стержни серии «В» – (6,2–6,98) мм. Сравнение их с определёнными теоретически (глава 2) показало довольно хорошую для ручной сварки сходимость: в пределах 14%.

Рис. Очевидно, что прогибы резко увеличатся при наплавке сплошных швов, необходимых при опасности хрупкого разрушения. Расчёты, выполненные в соответствии с главой 2, показали, что при наплавке таких швов на тех же режимах, что и при испытании стержней, будут иметь место значительные прогибы, достигающие, в частности, порядка 32 мм для стержней серии «В». Таким образом, возможна будет потеря устойчивости стержней в процессе их усиления.

После остывания усиленные стержни нагружались. Потеря их устойчивости происходила, в основном, по изгибной форме в плоскости YOZ. Критические силы находились в пределах: (572–597) кН – для стержней серии «А»;

(377–394) кН – серии «Б»; (279–293) кН – серии «В».

Работу стержней 2–й группы проанализируем на примере 2–го образца серии «Б». Как видно из графика (рис. 12) наплавка концевых швов не приводила к изменению прогиба стержня. Изменения появлялись с наплавкой промежуточных и регулировочных швов. Характер изменений в направлении обеих осей был волнообразный. Размах амплитуд изменений прогибов в направлении оси «Х» был несколько меньше размаха амплитуд этих изменений в направлении оси «Y»: в направлении оси «Х» прогибы изменялись в пределах от + 0,11 мм до + 0,51 мм; в направлении оси «Y» – от – 0,83 мм до – 0,29 мм. Остаточный прогиб с учётом начального эксцентриситета составлял в направлении оси «Y» – 0,31 мм, в направлении оси «Х» + 0,28 мм. Аналогично работали остальные стержни 2–й группы.

Рис. Наблюдение за усиленными элементами в процессе увеличения нагрузки показали, что их работа была близка к центральному сжатию (рис. 12). Потеря устойчивости происходила при следующих нагрузках: (625–660) кН – стержни серии «А»; (463–489) кН – стержни серии «Б»; (318–340) кН – стержни серии «В». Это на (10–25)% выше критических нагрузок стержней 1–й группы соответствующих серий, что подтверждает эффективность применения усиления по 2–й технологической схеме. Особо следует отметить, что наиболее эффективна данная технология будет в случае применения сплошных соединительных швов.

В процессе испытаний не было зарегистрировано ни одного случая среза связующих швов: элементы работали совместно. Отклонения их размеров были в пределах отклонений размеров швов стержней 1–й группы.

Таким образом, проведенные экспериментальные исследования подтвердили, в целом, теоретически полученные зависимости и технологические схемы усиления сжатых стержней второй главы.

Третий раздел третьей главы посвящен экспериментальному исследованию влияния технологических параметров сварки на напряженное состояние усиливаемых растянутых стержневых образцов. Была проверена экспериментальным путём корректность выводов о возможности безопасного проведения сварки при усилении растянутых стержней, находящихся в предельном состоянии: были испытаны 18 растянутых образцов, усиление которых проводилось на пределе несущей способности (по Т). Образцы – стержни длиной 700 мм были выполнены из полос сечением 804 (6 ст), 904 (6 ст) и 1004 (6 ст) с приваренными по концам стальными пластинками длиной 310 мм, сечением 1204. Для удобства оценки распределения тепла при сварке, усиление стержней производилось втавр (рис. 13) полосовыми стержнями сечением 304, длиной 700 мм.

Испытания проводились на машине МР–500.

Образец нагружался до появления текучести, затем нагрузка уменьшалась до прекращения текучести и к основному стержню приваривался элемент усиления. Швы наплавлялись в трёх сечениях (рис.

13): первоначально в двух по концам (поз. 1 и 2) в пределах фасонок (с длиной из условия обеспечения совместной работы сваренных элементов после усиления) и затем в одном промежуточном (поз. 3) длиной 50 мм, катетом 4 мм. Сварка ручная электродами Э–42 диаметром 3 мм. В процессе сварки контролировались параметры её режима.

Для подтверждения теоретических результатов стержни были разделены на две равные группы. При испытании стержней 1–й группы сварка выполнялась на режимах, при которых по теории (формулы 27–29) должна была обеспечиваться (на Рис. пределе) их несущая способность. 2–я группа образцов усиливалась при более высоких значениях величин тепловложения. По теории они должны были терять несущую способность при усилении (т.е. должны были «потечь» при сварке). После сварки стержни остывали и нагружались до потери прочности.

В процессе испытаний наблюдались продольные деформации усиливаемых стержней по показаниям самописца разрывной машины. По результатам наблюдений построены графики их изменений. На рис. 14, а такой график представлен для случая усиления одного из образцов 1–й группы.

Как видно из графика, текучесть была отмечена при нагрузке 86,5 кН. Нагрузка была понижена до 84,5 кН, до прекращения текучести, и производилось присоединение элементов усиления. Параметры режима сварки: ток – 158 А, напряжение – 21 В, скорость – 9,36 м/час. По расчёту тепловые ослабления сечения стержня в местах сварки компенсировались сечениями фасонок и элементов усиления: аналитически определённые значения несущей способности по сечениям 1–1, 2–2, 3–3 составляли соответственно 185 кН, 185 кН и 86,9 кН, что больше усилия в стержне в момент усиления, равного 84,5 кН. Расчёт производился с учётом действительных значений пределов текучести металла, которые были равны 27,4 кН/см2, 26,2 кН/см2 и 26,8 кН/см2 соответственно для основного стержня, элемента усиления и фасонок.

Из графика (рис. 14, а) видно, что эксперимент подтвердил теорию: в процессе усиления (сварки) развитие продольных деформаций (текучесть) не отмечалось. Потеря несущей способности носила выраженный характер потери прочности при внецентренном растяжении. Среза сварных швов не отмечалось.

Описанная работа образца была характерна для всех стержней 1–й группы.

Работу стержней 2–й группы проиллюстрируем на конкретном примере усиления одного из образцов. Значения пределов текучести составляли:

26,8 кН/см2 для фасонок; 27,8 кН/см2 – для элемента усиления; 28,4 кН/см2 – для основного стержня. Нагрузка текучести составила 102 кН. Стержень стабилизировался при нагрузке 98 кН и производилось присоединение на сварке элемента усиления. Параметры режима сварки были, в среднем, следующие:

ток – 151 А, напряжение – 20,1 В, скорость – 7,164 м/час.

Как видно из графика (рис. 14, б), в процессе наплавки концевых швов продольных деформаций не наблюдалось; стержень стал удлиняться лишь при наложении промежуточного шва, причём удлинение прекратилось, практически, через 15–20 сек после окончания сварки. Таким образом, характер работы стержня в процессе усиления соответствовал теоретическим предпосылкам.

Определённая расчётом величина несущей способности стержня по сечениям 1–1 и 2–2 (т.е. по фасонкам) в момент наплавки концевых швов составила 198,7 кН, что больше усилия в момент усиления (98 кН). Таким образом, несущая способность стержня при наплавке швов по концам должна была обеспечиваться, что и подтвердил эксперимент.

Несущая способность стержня по сечению 3–3 (рис. 12), определённая теоретически, составила 96,1 кН, что было меньше усилия в момент усиления (98 кН). Стержень потёк в момент наплавки промежуточного шва (поз. 3, рис. 12). Таким образом, теоретически был определён и экспериментально подтверждён факт потери несущей способности стержня непосредственно в процессе усиления при заданных режимах сварки и принятом сечении усиливающего элемента. Остановка роста продольных деформаций стержня после прекращения наплавки промежуточного шва может быть объяснена быстрым Рис. остыванием металла и, таким образом, затягиванием «пятна» теплового ослабления сечения. Дальнейшее после усиления нагружение стержня привело к потере несущей способности. Она носила характер потери прочности при внецентренном растяжении. Срез швов не отмечался. Описанная работа образца была характерна для всех стержней 2–й группы. Полученные результаты дали основание сделать следующие выводы:

– при усилении растянутых стержней не требуются сплошные швы; достаточно наплавки швов по концам (в пределах фасонок) и в нескольких сечениях между ними; размеры швов должны обеспечивать совместность работы сваренных элементов после усиления;

– учитывая полученную прямую зависимость теплового ослабления усиливаемых растянутых стержней от тепловложения, следует принимать минимально возможные катеты связующих швов;

– оптимальным порядком сварки является порядок с первоначальной наплавкой концевых и последующим нанесением промежуточных швов;

– возможность проведения безопасного усиления растянутых стержней при заданных нагрузках может быть определена по формулам:

1- Ф1 СВ N0 [N] + (AФ1RY - A0 RY ), (27) 2 Ф2 СВ N0 [N] + (AФ-2RY - A0 RY ), (28) У СВ У СВ N0 [N] + (AУRY - AУ RY - A0 RY ), (29) где N0 – расчётное усилие в стержне в момент усиления; [N] = А0RY – расчётная 0 У Ф1 Фнесущая способность усиливаемого стержня; RY, RY, RY, RY – действительные расчётные сопротивления стали на сжатие, растяжение, изгиб, определённые по Т соответственно для основных и усиливающих элементов, 1–й и 2–й 1- 2 СВ СВ фасонок; AФ1, AФ-2, АУ, AУ, А0, A0 – см. формулы 2–ой главы;

– усиление растянутых стержней возможно при полной для них расчётной нагрузке; для этого необходимы: порядок сварки с первоначальной наплавкой концевых швов в пределах фасонок, а также режимы сварки и сечения элементов усиления, оптимальные с точки зрения компенсации по прочности теплового ослабления сваркой сечений усиливаемых стержней.

Глава 4. Практическая реализация предложенных методик.

Глава включает три основных раздела и выводы.

Первый раздел – технический регламент усиления стержней ферм методом увеличения сечения с применением сварочных технологий.

Второй раздел включает основные положения техники безопасности при выполнении работ по усилению стальных ферм покрытий промышленных зданий.

Третий раздел – результаты апробаций и внедрения методик, разработанных в диссертации. В разделе, в частности, приводятся примеры расчета возможности проведения безопасного усиления одного из экспериментальных сжатых стержневых образцов, а также нижних поясов ферм покрытия складского здания Управления малой механизации г. Тольятти.

Глава 5. Экономический и экологический аспекты выполненных исследований.

Для оценки экономической и экологической значимости разработанных технологий в качестве базовой принята методика оценки экономической целесообразности проведения усиления Н.С.Стрелецкого. Она трактует следующее:

усиление экономически эффективно, если сумма затрат на него (СУ) и убытков, связанных с возможной остановкой производства (Ui), не превышает дохода от выпуска продукции, получаемой в результате продления срока эксплуатации (ДП), т.е.

(СУ +Ui) i ДП, (36) где i – коэффициент разновременности затрат.

Это общие позиции. Усиление же ферм имеет особенность: они работают в условиях значительной постоянной нагрузки, доходящей до 80%, а нередко и более, от полной расчётной величины. Ряд рекомендаций требует до (40-50)% разгрузки ферм на момент усиления. Таким образом, необходима разборка части покрытия. Неравенство (36) требует в этом случае корректировки и примет вид:

(СУ +Ui + СР +СЭК) i ДП, (37) где СР и СЭК – стоимость работ, связанных с разборкой части покрытия и с восстановлением экологически чистой среды обитания, нарушенной при разгрузке конструкций.

Разработанные технологии позволяют проводить усиление при полной расчётной нагрузке. В этой связи неравенство (37) примет вид:

СУ i <<ДП, (38) т.е. очевиден значительный экономический эффект.

Расчёты показывают, что только от предотвращения работ, вызванных разборкой части покрытия, экономия на одном здании размерами в плане 12036 м составляет более 1,8 млн. руб. Она является лишь малой частью от суммарного экономического эффекта. С учётом экономии металла на усиление, обеспечения непрерывности производства, добавочно выпущенной промышленной продукции, исключения затрат на экологические потери экономия возрастёт в десятки раз.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ 1. В результате проведенных исследований установлено, что с помощью научно–обоснованных, рациональных сварочных технологий можно достигать требуемого повышения работоспособности стальных уголковых ферм покрытий, производя их усиление путём увеличения сечений отдельных стержней при любых эксплуатационных нагрузках.

2. В основе рациональных сварочных технологий лежат концепции регулирования тепловых ослаблений и сварочных прогибов сжатых стержней и степени тепловых ослаблений сечений растянутых стержней, реализуемого варьированием параметрами технологии сварки.

4. Рациональность сварочных технологий усиления сжатых стержней заключается в применении:

– режимов сварки, приемлемых с точки зрения компенсации по устойчивости потерь несущей способности основных стержней несущей способностью элементов усиления;

– минимальных, при отсутствии опасности хрупкого разрушения, соединительных швов (с позиции совместности работы сваренных элементов после усиления): швов по концам стержней (концевых) и в нескольких промежуточных сечениях (промежуточных);

– порядка сварки с первоначальной наплавкой концевых швов в пределах фасонок ферм и последующим наложением промежуточных швов;

– перекрёстной наплавки соединительных промежуточных швов (относительно центра тяжести сечения) в случаях расположения их попарно с двух сторон от главных осей;

– перекрёстной наплавки соединительных промежуточных швов и дополнительных регулировочных валиков (относительно центра тяжести сечения) в случаях расположения соединительных швов с одной стороны от главной оси;

размеры и положение регулировочных швов определяются требованиями уравновешивания прогибов от наплавки соединительных промежуточных швов.

5. Рациональность сварочных технологий усиления растянутых стержней заключается в применении:

– режимов сварки и сечений элементов усиления из условий обеспечения компенсации по прочности тепловых ослаблений сечений основных элементов;

– минимальных размеров швов с позиции совместности работы сваренных элементов после усиления;

– первоначальной наплавки швов по концам стержней в пределах фасонок и последующим наложением промежуточных швов.

6. В результате проведенных исследований получены зависимости, позволяющие определять размеры швов, необходимых для регулирования прогибов сжатых усиленных высоконапряженных стержней с целью приведения центров тяжести их сечений к линиям действия сил.

7. В результате исследований получена классификация уровней напряженно–деформированного состояния усиливаемых стержней стальных ферм покрытия на основе теоретически обоснованных моделей, привязанных к технологиям сварки.

8. Проведенные исследования позволили получить критерии расчета безопасности проведения сварочных работ при усилении стержней стальных уголковых ферм, находящихся под любыми нагрузками в пределах предельных расчетных величин.

9. Усиление сжатых стержней возможно при полной расчетной нагрузке только при условии первоначальной наплавки концевых швов в пределах фасонок и компенсации по устойчивости потерь несущей способности усиливаемых стержней несущей способностью усиливающих элементов, не ослабленных сваркой.

10. Усиление растянутых стержней возможно при полной расчетной нагрузке только в случае первоначальной наплавки концевых швов в пределах фасонок и компенсации по прочности потерь несущей способности усиливаемых стержней несущей способностью усиливающих элементов, не ослабленных сваркой.

11. Исследованиями установлено, что технологическими приёмами сварки, приводя центры тяжести сечений сжатых стержней при усилении к линиям действия сил, можно достигать увеличения их несущей способности значительно (до 30 %) большего, чем при традиционном усилении.

12. Промышленное применение результатов исследований позволяет:

– избежать разгрузку усиливаемых конструкций от части покрытия, исключая, таким образом, затраты на его реконструкцию;

– избежать остановку производственного процесса внутри реконструируемого промышленного здания;

– сократить массу металлопроката, требуемого на усиление, на 10–15 %;

– сократить массу наплавленного металла на 70–80 %;

– сократить трудоёмкость сварочных работ при усилении, выполняемых на высоте, в условиях действующего производства, на 70–80 %.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

– в изданиях, рекомендованных ВАК:

Монография:

1. Родионов И.К. Сварочные технологии регулирования напряженного состояния усиливаемых сжатых стержней стальных ферм покрытий. Монография, изд–во СНЦ РАН. Самара, 2006.

Статьи:

2. Родионов И.К. О рациональных сварочных технологиях усиления стержней стальных уголковых ферм покрытия. «Монтажные и специальные работы в строительстве», №9, 2005. С.9–10.

3. Родионов И.К. Рациональные сварочные технологии и усиление стальных ферм покрытия промышленных зданий. «Наука производству», №5, 2005.

С.37–39.

4. Родионов И.К. Сварочные технологии усиления стальных ферм покрытий в аспекте экологии. Спецвыпуск «Известий Самарского научного центра Российской Академии Наук», Самара, 2005. С.194–198.

5. Родионов И.К. Метод «фиктивных температур» и усиление сжатых стержней стальных ферм покрытия. «Известия высших учебных заведений».

Строительство, 2006, №1. С.116–120.

6. Родионов И.К. Регулирование сварочных прогибов и усиление сжатых стержней ферм покрытия. «Сварочное производство», № 4, 2006, с.26–27.

7. Родионов И.К. Влияние технологических параметров сварки на работу усиливаемых растянутых стержней ферм. «Сварочное производство», 2006, №5, с.25–8. Родионов И.К. Технологии сварки и усиление растянутых стержней стальных ферм покрытий. «Монтажные и специальные работы в строительстве», 2006, №7. С.2–4.

Авторские свидетельства:

9. Родионов И.К. Способ усиления центрально сжатых стержней стальных уголковых ферм покрытия. Патент на изобретение. Приоритет №2002125588/03 от 24.09.2002; решение о выдаче – 21.11.2005.

10. Родионов И.К. Способ усиления центрально сжатых стержней стальных стропильных ферм покрытия. Патент на изобретение. Приоритет №2002125587/03 от 24.09.2002; решение о выдаче – 16.12.2005.

– в других изданиях:

11. Синицин Ю.Н., Родионов И.К., Панов В.А. Усиление под нагрузкой сжатых стержней стальных ферм с местными погибами полок уголков. В сб.

«Общие вопросы строительства», вып. 12. ЦИНИС Госстроя СССР. М., 1974.

С.31–33.

12. Синицин Ю.Н., Родионов И.К. Усиление под нагрузкой деформированных сжатых стержней стальных стропильных ферм. В сб. «Строительство и архитектура», вып. 12. ЦИНИС Госстроя СССР. М., 1976. С.26–30.

13. Игнатьева В.С., Родионов И.К. Регулировка прогибов от сварки при усилении сжатых стержней ферм увеличением сечения. Сб. «Строительные конструкции. Строительная физика», вып. 12, серия VIII. ЦИНИС Госстроя СССР. М., 1978. С.26–29.

14. Родионов И.К. К вопросу влияния сварки на работу усиляемых под нагрузкой сжатых стержней ферм. В сб. «Строительство и архитектура», вып. 5.

ЦИНИС Госстроя СССР, М., 1978, С.40–41.

15. Jgnat’ieva V.S., Rodionov I.K. Zur Erhohung der Tragfahigkeit von gedruckten Fachwerkstaben. Wissenschaftliche Zeitschrift. Jahrgang 3. Technische Hochshule, Leipzig, 1979. S.83–86.

16. Родионов И.К. Расчёт остаточных деформаций от сварки усиливаемых сжатых стержней методом «фиктивных температур». В сб. «Строительные конструкции. Строительная физика», вып. 9. ВНИИИС Госстроя СССР, М., 1983.

С.21–23.

17. Родионов И.К., Наклоннова С.Г. Влияние технологических параметров сварки на работу в процессе усиления растянутых стержней стальных ферм. В сб. докл. VII Всесоюз. конфер. «Теплофизика технологических процессов». Политехнический институт, Тольятти, 1988. С.136–137.

18. Родионов И.К. О некоторых вопросах усиления растянутых стержней сварных стальных ферм. В сб. докл. регион. науч.–практ. конфер. «Градостроительство, реконструкция и инженерное обеспечение устойчивого развития городов Поволжья». Политехнический институт, Тольятти, 1999. С.327–328.

19. Родионов И.К. О резерве несущей способности при усилении центрально сжатых стержней уголковых ферм покрытия. В межвуз. сб. науч. трудов «Наука, техника и образование Тольятти и Волжского региона», ч.2. Политехнический институт, 2000. С.39–43.

20. Родионов И.К. О некоторых вопросах усиления методом увеличения сечения сжатых стержней стальных уголковых ферм. В межвуз. сб. науч. трудов «Наука, техника и образование Тольятти и Волжского региона», ч.2. Политехнический институт, 2000. С.165–169.

21. Родионов И.К. Усиление сжатых стержней стальных уголковых ферм.

В сб. науч. трудов РАЕН «Ноосферные знания и технологии». Вып. 1. ТГУ, Тольятти, 2000. С.161–163.

22. Родионов И.К. К вопросу об оптимальной технологии усиления сжатых стержней уголковых ферм покрытия. В межвуз. сб. науч. трудов «Наука, техника и образование Тольятти и Волжского региона», вып. 4, ч.2. Политехнический институт, 2001. С.464–465.

23. Родионов И.К. Об экспериментальном исследовании работы усиливаемых растянутых стержней стальных ферм покрытия. В межвуз. сб. научн. трудов «Наука, техника и образование Тольятти и Волжского региона», вып. 4, ч.2.

Политехнический институт, 2001. С.461–464.

24. Родионов И.К. О регулировании остаточных сварочных прогибов при усилении центрально сжатых стержней уголковых ферм покрытия. В сб. трудов «Новое в инвестиционных процессах и технологиях строительного производства», вып.2, ч.2. Российская инженерная академия. Секция «Строительство», М., 2001. С.22–25.

25. Родионов И.К. Технологические параметры сварки и работа усиливаемых увеличением сечения растянутых стержней стальных ферм. В сб. науч.

трудов РАЕН. Госуниверситет, Тольяттинский научный центр «Ноосферные знания и технологии», Тольятти, 2001.

26. Родионов И.К. О рациональных технологиях усиления сжатых стержней уголковых ферм покрытия. В сб. науч. Трудов РАЕН, Госуниверситет, Тольят. науч. центр «Ноосферные знания и технологии», Тольятти, 2002.

С.63–67.

27. Родионов И.К. Проблемы экологии и усиление ферм покрытий промышленных зданий. В сб. науч. трудов междунар. конфер. «Информационные технологии в образовании, технике и медицине». Технический университет, Волгоград, 2002. С.74–76.

28. Родионов И.К. Рациональные технологии сварки при усилении сжатых стержней стальных ферм покрытия промзданий. В сб. статей Всеросс. конфер.

«Сварка – XXI век». Госуниверситет, Тольятти, 2002. С.180–181.

29. Родионов И.К. Сварочные прогибы и усиление сжатых стержней уголковых ферм покрытия. В сб. науч. трудов Росс. Акад. Естеств. наук. Госуниверситет, Тольят. науч. центр «Ноосферные знания и технологии», Тольятти, 2002. С.47–50.

30. Родионов И.К. Сварочные технологии и усиление сжатых стержней стальных ферм покрытия промзданий. В сб. трудов междунар. науч.–техн. конфер.

«Современные проблемы совершенствования и развития металлических конструкций в строительстве и на транспорте». СамГАСА, Самара, 2002. С.293–294.

31. Родионов И.К. Сварочные технологии и усиление стропильных ферм в аспекте экономики. В сб. статей Всерос. науч.–техн. конф. «Сварка – XXI век».

Госуниверситет, Тольятти, 2002. С.181–184.

32. Родионов И.К. Сварочные технологии, усиление стропильных ферм и экология. В сб. статей Всерос. науч.–техн. конфер. «Сварка – XXI век». Госуниверситет, Тольятти, 2002. С.184–187.

33. Столбов В.И., Родионов И.К. Сварочные технологии усиления стержней стальных ферм покрытий промышленных зданий. В сб. докл. Всерос. с междунар. участ. конфер. «Сварка на рубеже веков». МГТУ им. Н.Э.Баумана, 2003. С.15.

34. Родионов И.К. Метод «фиктивных температур» и сварочные деформации усиливаемых сжатых стержней ферм. В сб. докл. Всерос. науч.–практ. конфер. «Градостроительство, реконструкция и инженерное обеспечение устойчивого развития городов Поволжья. ТГУ, Тольятти, 2004. С.82–87.

35. Родионов И.К. Устойчивость сжатых усиливаемых стержней ферм покрытия и регулирование сварочных прогибов. В сб. докл. Всерос. науч.–практ.

конфер. «Градостроительство, реконструкция и инженерное обеспечение устойчивого развития городов Поволжья». ТГУ, Тольятти, 2004. С.78–82.

36. Родионов И.К. К вопросу определения деформаций от сварки сжатых стержней ферм, усиливаемых под нагрузкой. В сб. трудов Всероссийской конфер. «Современные тенденции строительного комплекса Поволжья». ТГУ, Тольятти, 2005. С.120–125.

37. Родионов И.К. О рациональных сварочных технологиях усиления стержней ферм покрытия промышленных зданий». В сб. трудов Всерос. конфер. «Современные тенденции строительного комплекса Поволжья», ТГУ, Тольятти, 2005. С.126–128.

38. Родионов И.К., Шполтаков В.И., Броварова М.А. Технологические параметры сварки и усиление сжатых стержней стальных ферм покрытия. В сб.

трудов межвуз. Науч.–практ. конфер. «Развитие ВУЗа через развитие науки».

ТВТИ, Тольятти, 2007. С.54–61.

Подписано в печать 30.07.2007. Формат 6084/16.

Печать оперативная. Усл.п.л. 2,50.Уч.-изд.л. 2,Тираж 100 экз. Заказ 2-124-Отпечатано в Тольяттинском государственном университете г. Тольятти, ул. Белорусская,







© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.