CC BY
389
строительная механика и расчет сооружений. основания и фундаменты. инженерные изыскания и обследование зданий.строительные конструкции
УДК 624.074.2 DOI: 10.22227/2305-5502.2017.4.1
НОВАЯ СИСТЕМА КОНСТРУКТИВНОЙ КОМПЕНСАЦИИ ОТКЛОНЕНИЙ В БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫХ ШАРНИРНО-СТЕРЖНЕВЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ ОБОЛОЧКАХ ПОКРЫТИЯ
А.Б. Бондарев, А.М. Югов1, И.М. Гаранжа2, Л.С. Щукина1
«Рудник имени Матросова», 685000, г. Магадан, ул. Пролетарская, д. 12; 1 Донбасская национальная академия строительства и архитектуры (ДонНАСА), 86123, Украина, Донецкая обл., г. Макеевка, ул. Державина, д. 2; 2 Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26
АННОТАЦИЯ. В статье выполнен обзор и анализ ранее выполненных исследований по учету отклонений при проектировании металлоконструкций. Рассмотрены существующие в настоящее время изобретения, касающиеся конструкций металлических шарнирно-стержневых большепролетных покрытий, позволяющие скомпенсировать отклонения при монтаже металлических конструкций. Разработанная конструкция оболочки покрытия получена за счет предложения новых стыковых соединений как одинаковых, так и разных размеров, а также способа монтажа. Предложенные решения защищены патентами Украины на полезную модель. Новая конструкция однопоясной шарнирно-стержневой оболочки покрытия позволяет перед установкой замыкающих стержней при любой сборке выполнить свинчивание их частей регулировочной муфтой, а потом отрегулировать положение частей стержня вращением муфты относительно его продольной оси, чтобы полностью обеспечить точное присоединение стержней в покрытии. Предлагаемые решения могут быть использованы при конструировании как однопоясных шарнирно-стержневых покрытий, так и двухпоясных любой формы в плане.
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: расчет точности, теория управления, управляемые конструкции, большепролетные шар-нирно-стержневые металлические пространственные покрытия, сборочные отклонения, система конструктивно-технологической компенсации
ДЛЯ ЦИТИРОВАНИЯ: Бондарев А.Б., Югов А.М., Гаранжа И.М., Щукина Л.С. Новая система конструктивной компенсации отклонений в большепролетных шарнирно-стержневых металлических оболочках покрытия // Строительство: наука и образование. 2017. Т. 7. Вып. 4 (25). Ст. 1. Режим доступа: http://nso-iournal.ru.
1Л еч
NEW SYSTEM OF CONSTRUCTIVE COMPENSATION OF DEVIATIONS IN LARGE-SPAN ARTICULATED ROD METAL
ROOF SHELLS
A.B. Bondarev, A.M. Yugov1, I.M. Garanzha2, L.S. Shchukina1
Joint Stock Company "Matrosov Mine" (JSC «RiM»),, 12 Proletarskaya str., Magadan, 685000, Russian Federation;
1Donbas National Academy of Civil Engineering and Architecture (DonNACEA), 2 Derzhavina str., Makiivka, Donetsk obl., 86123, Ukraine;
2 Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26, Yaroslavskoe Shosse, Moscow, 129337, Russian Federation
ABsTRAd. The article reviews and analyzes previously performed studies on accounting for deviations in the design of metal structures. Existing inventions concerning the design of metal articulated rod large-span roofs are considered, they allow compensating deviations during the installation of metal structures. The developed roof shell design is obtained by offering new butt joints of the same and different sizes, as well as the installation method. The proposed solutions are protected by Ukrainian utility model patents. The new design of the single layer articulated rod roof shell allows, prior to the installation of the locking rods, at any assembly, making their parts to be screwed together with an adjusting clutch, and then adjust the position of the rod parts by rotating the clutch relative to its longitudinal axis in order to fully ensure the exact joining of the rods in the roof. The proposed solutions can be used in the design of single-layer articulated rod roofs, as well as two-layer ones of any shape in the plan view.
6
© А.Б. Бондарев, А.М. Югов, И.М. Гаранжа, Л.С. Щукина
KEY WORDS: accuracy calculation, control theory, controllable constructions, large-span articulated rod metal spatial roofs, assembly deviations, system of structural and technological compensation
FOR CITATION: Bondarev A.B., Yugov A.M., Garanzha I.M., Shchukina L.S. Novaya sistema konstruktivnoy kompensatsii otkloneniy v bol'sheproletnykh sharnirno-sterzhnevykh metallicheskikh obolochkakh pokrytiya [New system of constructive compensation of deviations in large-span articulated rod metal roof shells]. Stroitel'stvo: nauka i obrazovanie [Construction: Science and Education]. 2017,vol. 7, issue 4 (25), paper 1. Available at: http://nso-journal.ru. (In Russian)
ВВЕДЕНИЕ
Здания и сооружения из металлоконструкций приобретают отклонения на всех этапах жизненного цикла (проектирование — изготовление — монтаж — эксплуатация — реконструкция). Вопросы учета отклонений в металлоконструкциях при проектировании, изготовлении, монтаже всегда будут актуальны. При наличии отклонений действительная форма и положение узлов шарнирно-стержневой оболочки, а следовательно, и реальное напряженно-деформированное состояние (НДС) отличаются от теоретического. Наличие отклонений приводит к значительному количеству непредвиденных трудовых и финансовых затрат, как правило, не учтенных в стоимости строительного объекта. Повышение требований к точности изготовления и возведения конструкций приводит к дополнительным затратам при их проектировании и изготовлении. Между тем накопление отклонений, а вероятнее всего — неблагоприятное сочетание небольших погрешностей при проектировании, изготовлении и монтаже конструкций, например, как это было с купольным сооружением Всероссийского научно-исследовательского центра Всероссийского энергетического института (ВНИЦ ВЭИ) им. В.И. Ленина в г. Истра (Московская обл.) [1-7], ведет к аварии.
Техническая комиссия по расследованию причин аварии рассматривала разные версии, но явной причины обрушения купола так и не обнаружила. Наиболее правдоподобной была версия о том, что действительная форма купола значительно отличалась от проектной. Монтаж велся навесным способом снизу вверх, и погрешности монтажа, накапливаясь, уменьшали и без того малую кривизну верхней части купола. В результате верхняя часть купола работала не как оболочка, а скорее, как плита. Более того, во время монтажа уже были неприятности: некоторые сжатые стержни теряли устойчивость. Причину перегрузки устранили, а погибы, видимо, остались [3].
В данной статье выполнены обзор и анализ ранее выполненных работ в части методов учета отклонений при проектировании металлоконструкций и рассмотрены:
• предложенная система конструктивно-технологической компенсации отклонений, позволяющая управлять отклонениями;
• предложенные стыковые соединения стержней, как с одинаковыми, так и разными размерами поперечных сечений;
• предложенный способ монтажа большепролетных шарнирно-стержневых металлических покрытий.
В целом совокупность разработанных решений, которые защищены патентами Украины на полезную модель [8-10], позволила получить новое конструктивное решение шарнирно-стержневого металлического покрытия.
ОБЗОР ЛИТЕРАТУРЫ
Аварии и обрушения подтверждают, что неточности изготовления и монтажа являлись как сопутствующими, так и побуждаемыми причинами аварий [11-14]. Например, авария купола ВНИЦ ВЭИ им. В.И. Ленина в 1985 г. в г. Истра (Московская область, Российская Федерация) [15-17]. Причина — при проектировании не было учтено накопление деформаций и внутренних усилий при монтаже [18-20].
Значительное количество аварий зданий и сооружений из металлоконструкций, в том числе и строительных кранов, произошедших в нашей стране, описано в работе М.М. Сахновского и А.М. Титова [21].
Геометрические процедуры для построения пространственных конструкций на ЭВМ с линейными отклонениями стержней предложили в институте ЦНИИпроектстальконструкция при установлении и обосновании причин аварии купола в г. Истра. Схожие геометрические процедуры применяются, например, в геодезии при разбивке земельных c участков методом «круговых засечек»: пересечение П окружностей и др. [22-24]. В настоящее время ана- 2 логичные процедуры реализованы в современных d программных комплексах Micro Survey, AutoCAD = {г Civil 3D, GEOZEM, Objectland. §§
На основе этих геометрических процедур раз- = : работана методика определения геометрических § отклонений пространственных металлических кон- ~ струкций в вероятностной постановке с использо- i ванием метода Монте-Карло. Методика была реали- S зована в программах GENES, SBORKA и MONTAG g [25-28]. Также есть исследования отклонений и на- 4 чальных усилий в двухпоясных металлических ку- 2 полах из-за погрешностей изготовления и монтажа S
их конструкций и силовым устранением этих погрешностей [29-33].
Зарубежные исследователи предлагают создавать пространственные конструкции с возможностью управления их поведением как одним из способов борьбы с дефектами [32, 34]. Следует обратить внимание на работы Американского института астронавтики и аэронавтики (American Institute of Aeronautics and Astronautics — AIAA). В его работах предлагается полуактивное (semi-active) управление поведением конструкций, в том числе с отклонениями. Работы [36-43] отражают вопросы вибродиагностики дефектов конструкций антенн, радиотелескопов и развертываемых структур. Работы [44-47] посвящены вопросам точности формы пространственных управляемых конструкций космических антенн, радиотелескопов и пространственных покрытий.
Определениям положения и размеров зазоров в узловых соединениях пространственных конструкциях, возникающих в результате отклонений длин стержней, посвящена статья [48]. Согласно приведенной в этой работе методике, структурная конструкция (рис. 1) загружалась до тех пор, пока отклик ее на экспериментальное воздействие не совпадал с известным откликом структурной конструкции, при котором все зазоры будут закрыты.
В результате анализа изобретений в области строительных конструкций выявлено, что конструкции большепролетных шарнирно-стержневых покрытий требуют усовершенствования. Существует стыковое соединение растянутого пояса металлической фермы, когда в полках стыкуемых профилей с разными размерами поперечных сечений выполняются продольные прорези. В каждую из прорезей пропущена стенка смежного профиля [49]. Если в таком стыке вместо болтовых соединений использовать сварные соединения, то в нем не будет никаких соединительных деталей. Недостатком такого решения является завышенное количество сварных
швов, которые, как правило, являются очагом хрупкого разрушения (концентраторами напряжений) конструкции.
Известно сварное стыковое соединение трубчатых стержней, которое включает примыкающие друг к другу концы стыкуемых замкнутых профилей [50]. Профили имеют равные размеры поперечного сечения и парные осевые продольные прорези. Для круглых сечений стенка стержня разделяется прорезями и отгибается по радиальному направлению, в противоположные друг от друга стороны с зазорами. Недостатком такого решения является наличие сборочных напряжений ввиду невозможности точной осевой установки элементов, а также искажение положения стыкуемых элементов — появление эксцентриситетов, вызванных сварочными деформациями.
Наиболее близким к предлагаемым соединениям является соединение, описанное в работе [48, 51]. Если невозможно обеспечить достаточную точность подгонки труб для сопряжения встык равной прочности сварного шва, стыковые соединения труб равных диаметров можно выполнять с помощью парных кольцевых накладок, гнутых из листа или вырезанных из трубы того же или несколько большего диаметра. Недостаток такого решения соединения для сопряжения встык состоит в невозможности учета вероятностного распределения и накопления погрешностей монтажа. Поэтому необходим демонтаж и повторный монтаж элементов, чтобы удалить лишний материал.
Известен узел соединения труб разного диаметра, включающий крепление заглушки и кольцевого элемента на трубе меньшего диаметра. Соединение выполняется путем установки труб друг в друга и сваркой кольцевого элемента с трубой большего диаметра [52]. Недостатком такого решения является большая трудоемкость изготовления и монтажа. Невозможность выполнения пригонки элементов в процессе сборки.
еа « Рис. 1. Местоположение воздействующего устройства и зазора в структурной конструкции [48] (темные кружки вблизи соединений — отклонения, а затемненные конструкции — привод)
Известен узел соединения труб разного диаметра, в котором предлагается крепить одну торцовую заглушку к трубе большего диаметра, а вторую — к трубе меньшего диаметра. Крепление концов труб между собой с внутренней торцовой заглушкой выполнено путем наложения сварных швов, в кольцевом элементе, установленном на конце трубы меньшего диаметра через отверстия в трубе большего диаметра [53]. Недостатком такого решения является значительная трудоемкость изготовления узлов из-за наличия прорезей в трубе с большим диаметром и пластин, приваренных к трубе с меньшим диаметром.
Наиболее близким к предлагаемым соединениям является соединение труб разных диаметров, соединенных с помощью двух торцовых диафрагм болтами [54]. Недостаток такого решения состоит в наличии сборочных напряжений из-за неточностей сопряжения опорных плоскостей элементов. Снижение надежности и живучести стержневой конструкции, а также необходимость обеспечения высокой точности отверстий. Также невозможно выполнить пригонку — снятие слоя материала, регулирования положения элемента в процессе сборки. Невозможно учесть вероятностное распределение и накопление погрешностей монтажа.
Известен способ монтажа, в котором на анкерные детали опор предварительно устанавливают упоры [55]. Упоры на анкерную деталь устанавливают для улучшения условий работы анкерных болтов в сторону увеличения пролета. Окончательную затяжку вставленных болтов в овальные отверстия фланцев выполняют после монтажа арок и ограждающих конструкций. Недостатком такого способа монтажа является сложность обеспечения необходимой точности и уровня собираемости. Данное обстоятельство происходит вследствие наличия возможных погрешностей размеров элементов при их изготовлении.
Наиболее близким к предлагаемому способу монтажа является способ монтажа, в котором на части опорной поверхности фундамента выполнена вставка легкодеформируемого материала, например пенопласта [56]. Наличие легкодефор-мируемого материала на опорной поверхности фундамента устраняет негативное влияние несовпадения плоскостей анкерной детали и опорного фланца секции арки при его монтаже. Недостаток такого способа монтажа состоит в невозможности учета вероятностного распределения погрешностей и в изменении механических свойств (усадка, старение) материала подкладки при длительной эксплуатации, и как следствие снижение надежности покрытия. Основная задача новой конструкции оболочки покрытия — повышение собираемости и надежности, а также снижение трудоемкости сборки покрытия.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
Новая конструкция однопоясной шарнирно-стержневой оболочки позволяет скомпенсировать отклонения и соответственно исключить их влияние на НДС покрытия. Анализ НДС, например, такого металлического покрытия, как купольное, до и после компенсации отклонений уже был рассмотрен [4].
Общий вид предлагаемой однопоясной оболочки представлен на рис. 2. Для расчета точности определения отклонений использован вычислительный комплекс РАСК. Методика расчета точности, использованная для определения и анализа отклонений в оболочке, а также порядок работы в РАСК, алгоритм которого основан на методике расчета точности изложены в работах [6, 7]. Рассматриваемая оболочка статически неопределима. Выполняя корректировку положения — управление поведением отправочных марок, можно достичь 100%-ного соответствия проектным решениям, проектной геометрии, и тогда отклонения не снизят несущую способность покрытий [5, 9, 10].
Стыковое соединение стержней показано на рис. 3. Добавочные элементы 4 сваривают со стержнями 1 и 2 на заводе (для соединения стержня 1 с регулировочной муфтой 3 выполняют навинчивание их друг на друга), затем часть стержня 1 с регулировочной муфтой 3 соединяют навинчиванием к стержню 2. После выполняют вращение муфты 3 относительно ее продольной оси с помощью монтажного ломика, установленного в монтажное отверстие 6 таким образом, чтобы полностью обеспечить точное линейное расстояние между стержнями 1 и 2.
Для обеспечения крепления муфты 3 на стержнях 1 и 2 выполняется заторная резьба левого и правого направления. На одной половине длины внутренней части муфты выполнена левая резьба, а на второй — правая. На стержне 1 выполняется только левая резьба, а на стержне 2 — только правая.
Стыковое соединение трубчатых стержней включает непримыкающие друг к другу концы стержней 1 , 2 и соединительный элемент в виде регулировочной (компенсационной) муфты 3. На каждом из двух стыкуемых стержней приварен усиливающий (добавочный) элемент 4, на котором выполнена резьба. Внутренний диаметр монтажного отверстия 6 равен диаметру монтажного ломика, с помощью которого, при необходимости выполняют регулирование и предварительное напряжение стыкуемых стержней 1 и 2.
Для решения поставленной задачи предлагается способ монтажа покрытий, включающий установку регулировочной муфты в замыкающие стержни покрытия (рис. 4).
Схема расстановки замыкающих стержней с регулировочной муфтой зависит от технологиче-
С0
се
Рис. 2. Общий вид рассматриваемой оболочки покрытия
1Л еч
ав ской последовательности сборки покрытия. Техно-
•я логическая последовательность сборки, показанная
— на рис. 5, называется поперечной, а на рис. 6 — про-
еа дольной.
г* Определение длины соединительного элемен-
Е та — регулировочной (компенсационной) муфты
^ 1м — производят по формуле
И I = 2ЕД51, (1)
I— Св м V у '
и ва
.в <9
<3™ где ЕД51. — суммарная (накопленная) величина
о в линейной погрешности, полученная из расчета точ-
еа « ности.
Внутренний диаметр соединительной муфты, определяется по формуле
0м = Ост - 2h , (2)
вн н р^ у '
где 0м — внутренний диаметр соединительной муфты; 0ст — наружный диаметр стыкуемой трубы, > 0; Ир — высота упорной резьбы муфты, определяется из условия прочности на срез резьбовых соединений, h > 0.
Наружный диаметр муфты О1, количество витков, шаг Р и ход резьбы Рк муфты определяется из условия прочности и жесткости.
М кк ии
Рис. 3. Стыковое соединение стержней пространственного каркаса с равными размерами поперечного сечения: 1, 2 — соединяемые элементы; 3 — компенсационная (регулировочная) муфта; 4 — усиливающий элемент; 5 — подкладная пластина; 6 — монтажное отверстие
Узел 1
Г-"
—"А
Компенсационные элементы (замыкающие звенья)
Направление сборки при монтаже
Рис. 4. Схема монтаже
а б в т§
"С
расположения элементов компенсации: а — при продольной схеме монтаже; б — при поперечной схеме £=
Длина усиливающего элемента определяется чина линейной погрешности, полученная из расчета
по формуле
и
= ЕД51 + I,
г т'
точности; 1т — длина технологического участка для ^
(3) обеспечения качественного выполнения сварного е
стыка, I = 15...30 мм. 4
т
Конструктивно шарнирные соединения стерж- 2
где — длина усиливающего элемента (трубы); ЕД51. — суммарная (накопленная) предельная вели- ней в узлах сетки оболочки приняты как жесткими,
ел
Фрагмент шарнирно-стержневой системы
Рис. 5. Новая конструкция оболочки покрытия при продольной сборке
Фрагмент шарнирно-стержневой системы
■ Рис. 6. Новая конструкция оболочки покрытия при поперечной сборке
так и упругоподатливыми. Монтаж большепролетных стержней осуществляется в последовательности, показанной на рис. 5 или рис. 6, в зависимости от последовательности сборки. Однако перед монтажом замыкающих стержней (тт. 7, 10, 13, 20, 23, 26, 29, 34, 37, 40, 43, 46, 51, 54, 57, 60, 65, 68, 71, 74, 77 на рис. 5 и 6) в систему покрытия при поперечной сборке выполняют крепление (свинчивание) стержня 1 к регулировочной муфте 3.
Затем стержень 1 с регулировочной муфтой 3 присоединяют к стержню 2. Устанавливают в систему покрытия, регулируя при этом положение стержня 2 вращением муфты 3 относительно ее продольной оси таким образом, чтобы полностью обеспечить точное присоединение стержня 2 в си-
стеме покрытия. Для обеспечения крепления муфты 3 на конце стержня 1 и 2 выполняют заторную резьбу левого и правого направления: по одной половине длины внутренней части муфты выполнена левая резьба, а по второй — правая. На конце стержня 1 выполняется только левая резьба, а на конце стержня 3 только правая. Обозначение муфты, стержней 1 и 2 при продольной и поперечной схеме сборки дано на рис. 7...8. Предлагаемые в данной статье способ монтажа и стыковые соединения стержней как с одинаковыми, так и разными размерами поперечных сечений позволили получить новую конструкцию большепролетной однопоясной шарнир-но-стержневой большепролетной металлической оболочки покрытия.
а б
Рис. 7. Фрагмент сборки шарнирно-стержневой системы (повернуто на 90°) при продольной сборке: а — осеболтовые; б — многоболтовые стыки
и и
а б ^
Рис. 8. Фрагмент сборки шарнирно-стержневой системы (повернуто на 90°) при поперечной схеме сборки: а — с осе- 2 болтовыми; б — с многоболтовыми стыками Н
Использование предлагаемой конструкции оболочки позволяет учесть вероятностное распределение и накопление погрешностей сборки в большепролетных шарнирно-стержневых металлических покрытиях, в том числе при любой случайной погрешности согласно теории размерных цепей без демонтажа элементов. Также она позволяет свести сборочные напряжения до нуля и повысить собираемость и надежность всей конструкции, в частности повысить живучесть при любом способе монтажа и классе точности изготовления элементов.
Узловые сопряжения стержней рассматриваемой конструкции оболочки могут быть разнообразными, в том числе и стандартными для таких конструкций покрытий «МERO», «МАрхИ» или Тг^еИс, т.е. осеболтовые соединения (рис. 1.2 из [52]), а также многоболтовые. Конструкция опор оболочки также является стандартной, но могут использоваться и такие, которые предложены ранее [53, 56, 56]. Схожий принцип соединения элементов используется в монтажных фаркопфах, а также при соединении стержней арматурной стали. Приведем пример расчета точности из статьи [5]
ПРИМЕР РАСЧЕТА ТОЧНОСТИ ОДНОПОЯСНОЙ ОБОЛОЧКИ
Используя методику расчета точности из работы [6], приведем пример расчета точности одно-
поясной оболочки. Исследуемая оболочка цилиндрической формы радиусом R = 10 м образована из последовательно соединенных в поперечном направлении N = 23 монтажных элементов, угол раскрытия образующей ф = 110°. Длина отдельного стержня оболочки составляет 935 мм. Сеть оболочки в плане образована равносторонними треугольниками. Схема в плане рассматриваемой оболочки показана на рис. 9 с указанием замыкающих стержней при продольной сборке. При поперечной сборке расположение замыкающих стержней в оболочке иное и показано на рис. 10. На рис. 9, 10 стержни, примыкающие к фундаменту, указаны как составные, а не как замыкающие звенья размерной цепи, так как неточности возведения фундаментов не рассматривались.
Допускаемое отклонение продольных размеров элементов, равно ± 5 мм, что соответствует допуску размеров на монтаж по СП 70.13330.20121, и ± 0,8 мм — соответствует допуску размеров на изготовление элементов по первому классу точности согласно ГОСТ 23118-992. В табл. 1 и 2 даны среднеквадратические отклонения (СКО) некоторых узлов вдоль оси х(йХ), у(^У), в которых отклонения максимальны.
1 СП 70.13330.2012 Несущие и ограждающие конструкции. Актуализированная редакция СНиП 3.03.01-87 (с Изменением № 1).
2 ГОСТ 23118-99 Конструкции стальные строительные. Общие технические условия.
Рис. 9. Схема оболочки при продольной сборке
ем
Рис. 10. Схема оболочки при поперечной сборке
Табл. 1. Предельные отклонения при продольной сборке, мм
Узел аХ ау 01 Стержень Дх тах
Монтаж
1 9,8 70,3 4,3 1 88,3
2 6,9 111,1 9,2 2 90,8
3 7,4 111,0 9,8 3 90,5
Изготовление
1 1,54 11,2 0,68 1 16,7
2 1,18 17,5 1,56 2 16,9
3 1,18 17,5 1,56 3 17,3
Табл. 2. Предельные отклонения при поперечной сборке, мм
Узел йХ ау 01 Стержень Дх тах
Монтаж
1 8,33 20,97 3,71 1 52,35
2 4,44 32,03 4,93 2 52,95
3 6,12 31,50 8,12 3 54,72
Изготовление
1 1,31 3,85 0,85 1 8,16
2 0,75 5,06 0,84 2 8,43
3 0,98 4,96 1,30 3 8,7
При продольной и поперечной сборке оболочки образуется по 80 замыкающих стержней. В табл. 1 и 2 также описаны замыкающие стержни, в которых линейные погрешности предельны Дх . Предельные линейные отклонения замыкающих стержней при продольной сборке составляют 88.91 мм (монтаж) и 16.17 мм (изготовление), а при поперечной — 52.55 мм (монтаж) и 8.9 мм (изготовление).
Предельные значения возможных отклонений действительных размеров замыкающих стержней от номинала при продольной сборке находятся в интервале 5.30 мм (15 шт.), 30.60 мм (26 шт.), 60.114 мм (39 шт., монтаж), 1.10 мм (39 шт.), 10.17 мм (41 шт., изготовление). При поперечной сборке — 3.30 мм (29 шт.), 31.55 мм (51 шт., монтаж), 1.5 мм (38 шт.), 6.9 мм (42 шт.). Наилучшим образом предлагаемый метод может быть применен для прогнозирования погрешностей сборки пространственных большепролетных покрытий, решетчатых башен, опор линий электропередач и других, которые выполнены в виде стержневых систем, как правило, из металлоконструкций как при проектировании, так и оценке уже эксплуатируемых. Общая форма проектируемых объектов может быть разнообразна: цилиндрическая, сферическая, эллиптическая, тороидальная, коническая и т.д.
Полученные из расчета точности отклонения длин элементов оболочки, которые могут возникнуть от неточности ее изготовления и монтажа, можно, например, смоделировать в вычислительном комплексе StructureCAD температурным воздействием для определения ее НДС.
ВЫВОДЫ
На основании исследований можно сделать такие выводы:
1. Анализ приведенных ранее исследований, а также наличие нерешенных задач в части конструкций покрытий подтвердил актуальность и необходимость разработки новых конструкций шарнирно-стержневых большепролетных металлических оболочек покрытий.
2. Дана новая конструкция шарнирно-стержне-вой металлической однопоясной оболочки, которая позволяет достичь 100%-ного уровня собираемости, снизить сборочные напряжения до нуля, а также повысить собираемость и надежность, в частности живучесть, при любом способе монтажа и классе точности изготовления ее элементов. Предлагаемые стыковые соединения стержней позволяют уменьшить трудоемкость изготовления и монтажа за счет направленного регулирования положения элементов при монтаже.
3. Учет геометрических отклонений при проектировании и их компенсация при монтаже за счет разработанных конструктивных решений обеспечивает 100%-ный уровень собираемости и снижает величины сборочных усилий, вызванных отклонениями до 0 % от несущей способности элементов так как предлагаемая система конструктивной компенсации отклонений позволяет скомпенсировать отклонения во всех замыкающих стержнях до 0 мм.
се се
ЛИТЕРАТУРА
1. Савельев В.А. Теоретические основы проектирования металлических куполов : автореф. дис. ... д-ра техн. наук. М., 1995. 40 с.
2. Лебедь Е.В. Прогнозирование погрешностей возведения большепролетных металлических куполов на основе геометрического моделирования их монтажа : дис. ... канд. техн. наук М., 1988. 171 с.
3. Арошенко М., Гордеев В., Лебедич И. Тайны стальных конструкций. Киев : Сталь. 2004. 304 с.
4. Бондарев А.Б., Югов А.М. Оценка монтажных усилий в металлическом покрытии с учетом сборки // Инженерно-строительный журнал. 2015. № 4 (56). С. 28-37.
5. Бондарев А.Б. Сборочные отклонения в шарнирно-стержневом металлическом покрытии // Строительство уникальных зданий и сооружений. 2015. № 3 (30). С. 98-110.
6. Бондарев А.Б., Югов А.М. Методика расчета точности большепролетных шарнирно-стержневых металлических покрытий // Инженерно-строительный журнал. 2016. Т. 61. № 1. С. 60-73.
7. Бондарев А.Б. Компьютерная программа расчета точности шарнирно-стержневых систем // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. 2017. № 2. С. 12-22.
8. Пат. Украины № 79680, МПК Е04В 1/32; Е04В 1/58. Способ монтажа большепролетных стержневых металлических покрытий / А.Б. Бондарев, А.М. Югов; заяв. и патентообл. А.Б. Бондарев, А.М. Югов. № u 2012 13187; заявл. 19.11.2012; опубл. 25.04.2013; бюл. № 1.
9. Пат. Украины № 79683, МПК Е04В 1/38; Е04В 1/58. Стыковое соединение стержней с разными размерами поперечного сечения / А.Б. Бондарев, А.М. Югов; заяв. и патентообл. А.Б. Бондарев, А.М. Югов. Заявл. № u 2012 13191 19.11.2012; опубл. 25.04.2013; бюл. № 1.
10. Пат. Украина № 80327, МПК Е04В 1/38; Е04В 1/58. Стыковое соединение стержней с рав-
тщ ными размерами поперечного сечения / А.Б. Бонда-{¡5 рев, А.М. Югов; заяв. и патентообл. А.Б. Бондарев,
- А.М. Югов; заявл. № u 2012 13193 от 19.11.2012; M опубл. 25.04.2013; бюл. № 1.
•я 11. Абовский Н.П. Управляемые конструкции.
— Красноярск : КамКрас, 1998. 433 с.
еа 12. Белостоцкий А.М. Анализ причин обруше-
г* ния конструкций покрытия СОК «Трансвааль-парк» Ц // ANSYS Solutions. Русская редакция. 2007. № 4. I- C. 5-12.
g® 13. Молев И.В. Конструктивные разработки,
Ё<я
«g g экспериментально-теоретические исследования и
Ц внедрение стальных куполов: автореф. дис. ... д-ра
о в техн. наук. Нижний Новгород, 1998. 36 с. eâ « 14. Chilton J. Space grid structures. Great Britain :
! Architectural Press, 2000. 180 р.
15. Савельев В.А., Лебедь Е.В. Математическое моделирование на ЭВМ процесса возведения пространственных сооружений. ЦНИИПСК им. Н.П. Мельникова. М., 1989. Деп. во ВНИИНТПИ 23.12.88, № 9811
16. Савельев В.А., Лебедь Е.В. Численное моделирование действительной формы консольной составной конструкции. ЦНИИПСК им. Н.П. Мельникова. М., 1988. Деп. в ВНИИИС 09.07.87, № 8102.
17. Лебедь Е.В. Оценка точности вычисления среднеквадратического отклонения случайной величины. ЦНИИПСК им. Н.П. Мельникова. М., 1991. Деп. в ВИНИТИ 23.12.91, № 437. В91.
18. Лебедь Е.В., Шебалина О.В. Оценка возможных отклонений от идеальной геометрической формы при сборке составных конструкций // Монтажные и специальные строительные работы. Изготовление металлических и монтажных строительных конструкций : информ. сб. М. : ЦБНТИ, 1992. Вып. 1. С. 1-6.
19. Лебедь Е.В., Шебалина О.В. К расчету точности сборки составной конструкции // Промышленное и гражданское строительство. 1993. № 9. С. 27-28.
20. Лебедь Е.В., Шебалина О.В. Анализ искажений геометрической формы при сборке составных металлических конструкций // Промышленное строительство. 1992. № 5. С. 23-24.
21. Сахновский М.М., Титов А.М. Уроки аварий стальных конструкций. Киев : Буд1вельник, 1969. 200 с.
22. Савельев В.А., Лебедь Е.В., Шебалина О.В. Математическое моделирование монтажа пространственных конструкций // Промышленное строительство. 1991. № 1. С. 18-20.
23. Лебедь Е.В. Численное исследование погрешностей возведения большепролетных металлических куполов на ЭВМ // Совершенствование конструктивных решений и методов расчета строительных конструкций : межвуз. науч. сб. / отв. ред. К.Ф. Шагивалеев. Саратов : СГТУ, 1999. С. 45-52.
24. Лебедь Е.В. Геометрический расчет каркасов пространственных сооружений. Саратов : СГТУ. 2001. 40 с.
25. Лебедь Е.В. Особенности численного моделирования монтажа каркаса односетчатого купола // Вестник ВолгГАСУ. Серия: Строительство и архитектура. 2003. Вып. 3(9). С. 81-86.
26. Лебедь Е.В. Прогнозирование погрешностей возведения каркаса большепролетного 8-ярусного ребристого купола // Вестник ВолгГАСУ. Серия: Технические науки. 2003. Вып. 2-3 (8). С. 11-17.
27. Лебедь Е.В. Точность возведения стержневых пространственных металлических покрытий и
ее прогнозирование // Вестник РУДН. Серия: Инженерные исследования. 2013. № 4. С. 5-12.
28. Лебедь Е.В. Компьютерное моделирование точности возведения двухпоясных металлических куполов // Промышленное и гражданское строительство. 2013. № 12. С. 89-92.
29. Лебедь Е.В., Етеревский В.А. Начальные усилия в стержнях односетчатого купола из-за несовершенства его формы при полносборной установке // Вестник МГСУ. 2011. Т. 2. № 2. С. 137-144.
30. Лебедь Е.В., Етеревский В.А. Анализ начальных усилий секторально-сетчатого купола при полносборной установке в сравнении со звездчатым куполом // Вестник РУДН. Серия: Инженерные исследования. РУДН. 2012. № 4. С. 91-98.
31. Лебедь Е.В., Григорян А.А. Начальные усилия в двухпоясных металлических куполах из-за погрешностей изготовления и монтажа их конструкций // Вестник МГСУ. 2015. № 4. С. 69-79.
32. Лебедь Е.В., Григорян А.А. Влияние монтажных расчетных схем ребер двухпоясного металлического купола на начальные усилия при устранении погрешностей // Вестник МГСУ. 2015. № 8. С. 66-79.
33. Лебедь Е.В., Григорян А.А. Исследование начальных усилий в двухпоясном металлическом куполе при устранении кольцевых погрешностей монтажа // Вестник МГСУ. 2016. № 4. С. 36-51.
34. Gaul L., Albrecht H., Wirnitzer J. Semi-active friction damping of large space truss structures // Shock and Vibration. 2004. Vol. 11. Рр. 173-186.
35. HasanR., Xu L., Grierson D.E. Push-over analysis for performance-based seismic design // Computers and Structures. 2002. No. 80. Рр. 2483-2493.
36. C.R. Farrar, Worden K., Todd D. M., et al. Impacts of artificial intelligence and optimization on design, construction and maintenance. Los Alamos, New Mexico : Los Alamos. National Laboratory, 2007. 143 р.
37. Yue Yin HuangXin, Han Qinghua, Bail Linjia Study on the accuracy of response spectrum method for long-span reticulated shells // International Journal of Space Structures. 2009. Vol. 24. No. 1. Рр. 27-35.
38. KaoukM., ZimmermanD.C. Structural damage assessment using a generalized minimum rank perturbation theory // Proceedings of the 34th AlAA SDM Conference. La Jolla. California. 1993. Рр. 1529-1538.
39. Kaveh A., Nouri M. Weighted graph products for configuration processing of planar and space structures // International Journal of Space Structures 2009. Vol. 24. № 1. Рр.13-26.
40. Matsumoto K., Sachiko W., Masahiro N. et al. Space Truss Handling Experiment on ETS-VII // Automation and Robotics in Construction. 1999. XVI. UC3M. Рр. 225-230.
41. Kele§oglu O., Ulker M. Fuzzy optimization of geometrical nonlinear space truss design // Turkish Jour-
nal of Engineering and Environmental Sciences. 2005. Vol. 80. No. 5. Рр. 321-329.
42. Ogunfunmi T. Adaptive Nonlinear System Identification: The Volterra and Wiener Model Approaches. USA : Springer Science+Business Media, LLC, 2007. 229 р.
43. Tsou P., Shen M.-H. Structural damage detection and identification using neural network // Proceedings of the 34th. SDM Conference. La Jolla, California. April. 1993. Pp. 3551-3560.
44. Kartal M.E., Basaga H.B., Bayraktar A., Muvafik M. Effects of semi-rigid connection on structural responses // Electronic Journal of Structural Engineering 2010. Vol. 10. Pp. 22-35.
45. Makoto Ohsaki, Zhang Jingyao Stability conditions of press stressed pin-jointed structures // International Journal of Non-Linear Mechanics. 2006. Vol. 41. Pp. 1109-1117.
46. Makowski Z.S. Development of jointing systems for modular prefabricated steel space structures // Proceedings of the international symposium on Lightweight Structures in Civil Engineering. Warsaw : Poland. 2002. Pp. 17-41.
47. Pearson J.E., Hansen S. Experimental Studies of a Deformable-Mirror Adaptive Optical System // Journal of Optical Society America. 1977. No. 67. Pp. 360-369.
48. Bruno R.J. Identification of nonlinear joints in a truss structure // Adaptive Structures Forum. Washington : Hilton Head, SC, 1994. Pp. 402-410.
49. А/с № 1723281. Стыковое соединение paCT^-нутого пояса металлической феpмы / А.С. Мapутян. Опубл. 30.03.1992; бюл. № 12.
50. Пат. РФ 2429329, МПК E04B1/58. Свapное стыковое соединение тpубчaтых стеpжней / А.С. Ма-pутян, Т.Л. Кобалия, Ю.И. Павленко; патентообл. А.С. Мapутян. Заяв. № 2010109472/03, 12.03.2010; опубл. 20.09.2011; бюл. 26.
51. Кудишин Ю.И. Металлические конструкции. М. : Академия, 2007. 688 с.
52. Пат. РФ № 2382266, МПК F16L 13/006(2006.01), E04B 1/580(2006.01). Способ изготовления узла соединения тpуб paзного диaметpa / И.Л. Кузнецов, Л.С. Сабитов ; патентообл. Казан- c ский госудapственный apхитектуpно-стpоительный П унивеpситет (КазГАСУ); заяв. № 2008143802/06, | 05.11.2008; опубл.: 20.02.2010; бюл. 5. d
¡"и
53. Пат. РФ № 2337268 МПК F16L 13/000(2006.01), E04B 1/580(2006.01) Способ со- §§ единения тpуб paзного диaметpa / И.Л. Кузнецов, = : А.В. Исаев, Л.С. Сабитов ; патентообл. Казанский § госудapственный apхитектуpно-стpоительный ~ унивеpситет (КазГАСУ); заяв. 2007112742/06, I 28.03.2007; опубл. 27.10.2008; бюл. 30.
54. Пат. РФ № 2099481, МПК E04B g 1/32 (1995.01), E04B 1/58 (1995.01). Ан^ная деталь ^ для ^епления apок из однотипных секций к фунда- 2 менту / Кузнецов И.Л., Хусаинов Д.М.; патентообл. S
Казанский инженерно-строительный институт; заяв. 95100094/03, 04.01.1995; опубл. 20.12.1997.
55. Рекомендации по проектированию структурных конструкций. М. : Стройиздат, 1984. 304 с.
56. Пат. РФ № 2099480, МПК Е04В 1/324(1995.01). Способ монтажа арок / И.Л. Кузне-
цов, Д.М. Хусаинов; заявка: 94040128/03, 27.10.1994; опубл.: 20.12.1997.
57. Хусаинов Д.М. Повышение качества проектирования изготовления и монтажа каркасных
облегченных арочных зданий : дис.....канд. техн.
наук. Казань, 1996. 252 с.
Поступила в редакцию 10 октября 2016 г.
Принята в доработанном виде 4 октября 2017 г.
Одобрена для публикации 25 октября 2017 г.
Об авторах: Бондарев Алексей Борисович, инженер по металлическим конструкциям, АО «Рудник имени Матросова», 685000, г. Магадан, ул. Пролетарская, д. 12; [email protected], [email protected];
Югов Анатолий Михайлович, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой технологии и организации строительства, Донбасская национальная академия строительства и архитектуры (ДонНА-СА), 86123, Украина, Донецкая обл., г. Макеевка, ул. Державина, д. 2; [email protected];
Гаранжа Игорь Михайлович, кандидат технических наук, доцент, доцент кафедры металлических и деревянных конструкций, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г Москва, Ярославское шоссе, д. 26; [email protected];
Щукина Лилия Сергеевна, магистрант кафедры технологии и организации строительства, Донбасская национальная академия строительства и архитектуры (ДонНАСА), 86123, Украина, Донецкая обл., г. Макеевка, ул. Державина, д. 2; [email protected] mailto:[email protected].
INTRODUCTION
Buildings and structures from metal structures acquire deviations at all stages of the life cycle (design — manufacture — installation — operation — reconstruction). The issues of accounting for deviations in metal structures in the design, manufacture, installation will always be relevant. In the presence of deviations, the actual shape and position of the articulated rod shell nodes, and consequently, the real stress-strain state differ from the theoretical one. The presence of deviations leads to a significant amount of unforeseen labor and financial costs, usually not included in the cost of the „ construction site. Increasing the requirements for the {¡5 accuracy of manufacturing and erection of structures JJ leads to additional costs for their design and manufac-ae ture. Meanwhile, the accumulation of deviations, and •n most likely — an unfavorable combination of small EE errors in the design, manufacture and installation of ea structures, for example, as it was with the dome struc-r* ture of the All-Russian Scientific Research Center of the All-Russian Power Engineering Institute (VNITs VEI) I— named after V.I. Lenin in the town of Istra (Moscow g £ region) [1-7], leads to an accident. g g The technical commission to investigate the causes ¡g of the accident considered different versions, but there g= was no obvious reason for the collapse of the dome. The eS g most plausible version was that the actual shape of the g dome was significantly different from the design. The
installation was carried out by cantilevering from the bottom upwards, and the installation errors, accumulating, reduced the already small curvature of the upper part of the dome. As a result, the upper part of the dome worked not as a shell, but rather as a stove. Moreover, during the installation there were already some troubles: some compressed rods lost their stability. The cause of the overload was eliminated, but cambers, apparently, remained [3].
In this article, a review and analysis of previously performed works in the part of methods of accounting for deviations in the design of metal structures were performed and the following issues were examined:
• the proposed system of constructive and technological compensation of deviations, allowing to manage deviations;
• the proposed butt joints of the rods, both with the same and different sizes of cross sections;
• the proposed method for installation of large-span articulated rod metal roofs.
In general, the set of developed solutions, which are protected by Ukrainian utility model patents [8-10], allowed to obtain a new constructive solution of the articulated rod metal roof.
LITERATURE REVIEW
Accidents and crushing confirm that inaccuracies in manufacturing and installation were both concurrent
and stimulated causes of accidents [11-14]. For example, an accident of the dome of the VNITs VEI named after V.I. Lenin in 1985 in the town of Istra (Moscow region, Russian Federation) [15-17]. The reason is that when designing, the accumulation of deformations and internal forces during installation were not taken into account [18-20].
A significant number of accidents of buildings and constructions from metal structures, including construction cranes, that occurred in our country are widely described in the work by M.M. Sakhnovsky and A.M. Titov [21].
Geometric procedures for the construction of spatial structures on a computer with linear deviations of the rods were proposed at the institute TsNII proekt-stalkonstruktsiya when establishing and justifying the causes of the dome accident in Istra. Similar geometric procedures are used, for example, in geodesy for the layout of plots of land by the method of "circular marks": intersection of circles and others [22-24]. Currently, similar procedures are implemented in modern software packages Micro Survey, AutoCAD Civil 3D, GEOZEM, Objectland.
On the basis of these geometric procedures, a technique was developed for determining the geometric deviations of spatial metal structures in a probable formulation using the Monte Carlo method. The technique was implemented in the programs GENES, SBORKA and MONTAG [25-28]. There are also studies of deviations and initial forces in two-layer metal domes due to errors in the manufacture and installation of their structures and the force elimination of these errors [29-33].
Foreign researchers suggest creating spatial structures with the ability to control their behavior as one of the ways to deal with defects [34, 32]. You should pay attention to the work of the American Institute of Aeronautics and Astronautics — AIAA). In its works, semi-active control of the behavior of structures, including deviations, is proposed. Works [36-43] reflect issues of vibration-based diagnostics of defects in an-
tenna structures, radio telescopes and deployable structures. Works [44-47] are devoted to the form accuracy of spatial controlled structures of space antennas, radio telescopes and spatial roofs.
The article [48] is devoted to the determination of the position and dimensions of the gaps in the nodal junctions of the spatial structures that arise as a result of rod length deviations. According to the technique given in this work, the structural construction (Figure 1) was loaded until its response to the experimental action was in agreement with the known response of the structural design, in which all gaps were closed.
As a result of the analysis of inventions in the field of building structures, it has been found that the design of large-span articulated rod roofs requires improvement. There is a butt joint of the tensile boom of the steel truss, when longitudinal slots are made in the flanges of the joined profiles with different sizes of cross sections. A wall of the adjacent profile is passed into each of the slots [49]. If in this joint instead of bolted joints one uses welded joints, there will be no connecting parts. The disadvantage of this solution is the excessive number of welds, which, as a rule, are the focus of brittle fracture (stress concentrators) of the structure.
A welded butt joint of tubular rods is known, it includes adjacent ends of abutting closed profiles [50]. Profiles have equal cross-sectional dimensions and paired axial long slots. For round sections, the wall of the rod is divided by slots and bends along the radial direction, to opposite sides with gaps. The disadvantage of this solution is the presence of assembly stresses due to the impossibility of exact axial installation of the elements. Also, the distortion of the position of the abutting elements is the appearance of eccentricities caused by welding deformations.
The closest to the proposed joints is the joint described in [48, 51]. If it is not possible to ensure sufficient accuracy of pipe fitting for butt jointing of equal weld strength, butt joints of pipes of equal diameters
can be performed using paired annular liners bent from a sheet or cut from a pipe of the same or slightly larger diameter. The disadvantage of such a solution of the joint for butting is that it is impossible to take into account the probability distribution and the accumulation of installation errors. Therefore, dismantling and reassembly of the elements is necessary in order to remove excess material.
The joint assembly of pipes of different diameters is known, it includes the attachment of a plug and an annular element to a pipe of smaller diameter. The joint is made by installing the pipes into each other and welding an annular element with a larger diameter pipe [52]. The disadvantage of this solution is the great complexity of manufacturing and installation. Impossibility of the fitting of elements during the assembly process.
The joint unit of pipes of different diameters is known, it presupposes the fastening of one end plug to a pipe of a larger diameter, and the second one - to a pipe of smaller diameter. The fastening of pipe ends to each other with the inner end plug is done by applying welded seams, in an annular element mounted on the pipe end of a smaller diameter through holes in a pipe of larger diameter [53]. The disadvantage of this solution is the considerable laboriousness of manufacturing the units due to the presence of slots in a tube with a large diameter and plates welded to a pipe with a smaller diameter.
The closest to the proposed joints is the joint between pipes of different diameters connected by two end diaphragms with bolts [54]. The disadvantage of this solution is the presence of assembly stresses due to inaccuracies in the conjugation of the reference planes of the elements. Reduced reliability and survivability of the rod structure, as well as the need to ensure high accuracy of the holes. It is also impossible to make a fitting — removal of the material layer, adjustment of the element position during the assembly process. It is impossible to take into account the probability distribution and the accumulation of installation errors.
The installation method in which the stops are pre-installed on anchor parts is well-known [55]. Stops on „ the anchor part are installed to improve the working {¡5 conditions of the anchor bolts in the direction of JJ increasing the span. The final tightening of the inserted as bolts in the oval holes of the flanges is carried out after •n the installation of arches and enclosing structures. EE The disadvantage of this installation method is the ea complexity of providing the required accuracy and r* level of assemblability. This circumstance is due to the presence of possible errors in the dimensions of the I— elements during their manufacture. g ® The closest to the proposed installation method is 5 g the installation method in which an insert of an easily ®g deformable material, for example a foam, is made g«i on the part of the foundation support surface [56]. eS g The presence of an easily deformable material on the g foundation support surface eliminates the negative
effect of the mismatch between the planes of the anchor part and the support flange of the arch section during its installation. The disadvantage of this installation method is the impossibility of taking into account the probability distribution of errors and the change in the mechanical properties (shrinkage, aging) of the lining material during long-term operation, and, as a consequence, a decrease in the roof reliability. The main task of the new roof shell design is to increase the assemblability and reliability, as well as reduce the complexity of the roof assembly.
RESULTS OF THE STUDY
The new design of the single-layer articulated rod shell allows compensating the deviations and, accordingly, excluding their influence on the stressstrain state of the roof. Analysis of the stress-strain state, for example, of such a metal roof, as a dome-shaped roof, before and after compensation of deviations has already been considered [4].
A general view of the proposed single-layer shell is shown in Fig. 2. The computer system RASK was used for accuracy calculation of determining deviations. The accuracy calculation technique used to determine and analyze deviations in the shell, as well as the operation procedure for the RASK, whose algorithm is based on the accuracy calculation technique, are presented in works [6, 7]. The envelope under consideration is statically indeterminate. When adjusting the position— managing the behavior of shipment-sized set of details, you can achieve 100% compliance with design solutions, design geometry, and then the deviations do not reduce the bearing capacity of the roofs [5, 9, 10].
The butt joint of rods is shown in Fig. 3. Additional elements 4 are welded to rod 1 and 2 at the factory (the connection of rod 1 with adjusting clutch 3 is performed by screwing them to each other), then part of rod 1 is connected with adjusting clutch 3 by screwing to rod 2. Afterwards clutch 3 is rotated with respect to its longitudinal axis with the help of an mounting crowbar installed in mounting hole 6 in such a way as to completely ensure the exact linear distance between rod 1 and 2.
To secure the fastening of clutch 3 on rod 1 and 2, the block thread of the left and right direction is made. On one half of the length of the clutch inner part, the left-hand thread is made, and on the second half — only the right one. On rod 1 only the left-hand thread is performed, and on rod 2 — only the right-hand thread.
The butt joint of the tubular rods includes the non-adjacent ends of rods 1, 2 and the connecting element in the form of adjusting (expansion) clutch 3. Reinforcing (additional) threaded element 4 is welded on each of the two abutting rods. The internal diameter of mounting hole 6 is equal to the diameter of the mounting crowbar, by means of which, if necessary, the adjustment and prestressing of abutting rods 1 and 2 are performed.
Figure 2. General view of the considered roof shell
To solve this problem, we propose the roof installation method which includes the installation of an adjusting clutch in the roof locking rods (Figure 4).
The pattern array of the locking rods with the adjusting clutch depends on the process sequence of the roof assembly. The assembly process sequence, shown in Figure 5, is called transverse, and in Figure 6 — longitudinal one.
The length of the connecting element — the adjusting (expansion) clutch lM — is calculated using the following formula
I = 2EA51, (1)
where EA51. is the accumulative (cumulative) value of the linear error, obtained from the accuracy calculation.
The internal diameter of the clutch is determined by the following formula:
ct = dст - 2h
(2)
where dM — inner diameter of the clutch; dCT — outer
BH H
diameter of the abutting pipe, dHCT > 0; hp — height of the buttress thread of the clutch determined basing on the condition of shear strength of threaded joints, hp > 0.
The clutch outer diameter dM , number of turns, thread pitch P and lead Ph of the clutch are determined on the basis of strength and rigidity condition.
ce
C0
M uu uu
Figure 3. Butt joint of rods of the spatial frame with equal dimensions of the transverse: 1, 2 — joined elements; 3 — adjusting (expansion) clutch; 4 — reinforcing element; 5 — press plate, 6 — mounting hole
in
CN
#
Unit 1
tr-~
Compensating elements (master links)
Assembly direction
a b c
Figure 4. Pattern array of compensation elements: a — for longitudinal installation chart; 6 — for transverse installation chart
The length of the reinforcing element is deter- length of the process section to ensure high-quality
mined by the following formula:
№ = EA51 + I,
i T'
(3)
performance of the welded joint, lT = 15.. .30 mm.
Structurally, the articulated rod joints at the grid units of the shell are adopted both as rigid and resilient.
where I71 — length of the reinforcing element (tube); The installation of the long-span rods is carried out in EA51. — accumulative (cumulative) value of the lin- the sequence shown in Fig. 5 or Fig. 6 depending on the ear error, obtained from the accuracy calculation; 1 — assembly sequence. However, before the installation of
Fragment of the articulated rod system
V/a
Y/a
Va
Figure 5. New design of the roof shell for longitudinal assembly
Fragment of the articulated rod system
Figure 6. New design of the roof shell for transverse assembly
M
ta
the locking rods (lines 7, 10, 13, 20, 23, 26, 29, 34, 37, 40, 43, 46, 51, 54, 57, 60, 65, 68, 71, 74, 77, Figures 5 and 6), the fastening (screwing) of rod 1 to adjusting clutch 3 is performed in the roof system during the transverse assembly.
Then, rod 1 with adjusting clutch 3 is connected to rod 2. After rod 1 is installed into the roof system, thereby adjusting the position of rod 2 by rotating clutch 3 with respect to its longitudinal axis so as to completely ensure the precise attachment of rod 2 in the roof system. To secure the fastening of clutch 3 at the end of rod 1 and 2, the block thread of the left and right direction is made: on one half of the length of the clutch inner part, the left-hand thread is made, and on
the second half — only the right one. At the end of rod 1 only the left-hand thread is performed, and at he end of rod 3 — only the right-hand thread. The designation of the clutch, rods 1 and 2 for the longitudinal and transverse assembly chart is given in Fig. 7...8. The installation method and jointing of the rods proposed in this article with both the same and different cross-sectional dimensions made it possible to obtain a new design of a large-span single-layer articulated rod metal roof.
The use of the proposed shell design allows us to take into account the probability distribution and accumulation of assembly errors in large-span articulated rod metal roofs, including for any random
a b
Figure 7. Fragment of the assembly of the articulated rod system (rotated by 90°) for longitudinal assembly: a — with axis-bolt joints; b — with multi-bolt joints
in
CN
a b
Figure 8. Fragment of the assembly of the articulated rod system (rotated by 90°) for transverse assembly: a — with axis-bolt joints; b — with multi-bolt joints
error according to the theory of dimensional chains without dismantling the elements. It also allows reducing the assembly voltage to zero and increasing the assemblability and reliability of the whole structure, in particular, increasing the survivability for any installation method and the accuracy class of the elements.
Unit interfaces of the rods of the shell design under consideration can be various, including standard ones for such roof designs as MERO, MArhl or Triodetic, i.e. axis-bolt joints (Figure 1.2 of [52]), as well as multi-bolt joints. The structure of the shell supports is also standard, however those proposed earlier can be used as well [53, 56]. A similar principle of jointing elements is used in mounting turnbuckles, as well as when connecting reinforcing steel rods. We give an example of the accuracy calculation taken from the article [5].
EXAMPLE OF ACCURACY
CALCULATION OF
THE SINGLE-LAYER SHELL
Using the technique for the accuracy calculation from the work [6], we give an example of the accuracy calculation of a single-layer shell. The investigated shell of a cylindrical shape with a radius of R = 10 m is formed from N = 23 mounting elements connected in the transverse direction, the opening angle of the gen-
erator is 9 = 110°. The length of a single rod of the shell is 935 mm. The shell grid in the plan is formed by equilateral triangles. The chart in the plan of the shell in question is shown in Fig. 9 with the indication of the locking rods for longitudinal assembly. For transverse assembly, the position of locking rods in the shell is different and is shown in Fig. 10. In Fig. 9 and Fig. 10 rods adjacent to the foundation are indicated as composite, and not as the master links of the dimensional chain, since inaccuracies in the erection of the foundations were not considered.
The permissible deviation of the longitudinal dimensions of the elements is ±5 mm, which corresponds to the dimensional tolerance for the installation according to SP 70.13330.20123, and ± 0.8 mm — corresponds to the dimensional tolerance for the manufacture of elements according to the first class of accuracy in accordance with GOST 23118-994. Table 1 and 2 specify the root-mean-square deviations (RMS) of some units along the x(dX), y(dY), z(dZ) axis, in which the deviations are maximal.
For longitudinal and transverse assembly of the shell, 80 locking rods are formed. Tables 1 and 2 specify
3 SP 70.13330.2012 Bearing and enclosing structures. Revised edition of SNiP 3.03.01-87 (with Amendment No. 1).
4 GOST 23118-99 Steel building constructions. General specifications.
the locking rods, in which the linear errors are limiting Axmax. The limiting linear deviations of the locking rods for longitudinal assembly are 88.91 mm (installation) and 16.17 mm (manufacture), and for the transverse assembly — 52.55 mm (installation) and 8.9 mm (manufacture).
The limiting values of the possible deviations of the actual sizes of the locking rods from the nominal for longitudinal assembly are in the interval 5.30 mm (15 pcs), 30.60 (26 pcs), 60.114 (39 pcs, installation), 1.10 mm (39 pcs.), 10.17 mm (41 pcs, manufacture). For transversal assembly — 3.30 mm (29 pcs), 31.55 mm (51 pcs, installation), 1.5 mm (38 pcs), 6.9 mm (42 pcs). The best proposed method can be used to predict the errors in the assembly of spatial large-span roofs, lattice towers, power line supports and others, which are made in the form of rod systems, usually from metal structures both in the design and evaluation of those already in operation. The general form of the designed facilities can be diverse: cylindrical, spherical, elliptical, toroidal, conical, etc.
The deviations, obtained from the accuracy calculation of the lengths of the shell elements, that may arise from the inaccuracy of its manufacture and installation can be simulated for example in the StructureCAD computer system by the temperature influence to determine its stress-strain state.
CONCLUSIONS
The following conclusions can be drawn on the basis of the study:
1. The analysis of the forequoted studies, as well as the presence of unsolved problems in the roof designs, confirmed the relevance and necessity of developing new designs of articulated rod large-span metal roof shells.
2. The work describes a new design of the articulated rod metal single-layer shell, which allows achieving 100 % level of assemblability, reducing the assembly voltage to zero, and also increasing the as-semblability and reliability, in particular, the survivabil-ity for any installation method and the accuracy class of manufacturing its elements. The proposed butt joints of the rods make it possible to reduce the laboriousness of manufacturing and installation by directional adjustment of the position of the elements during installation.
3. The consideration of geometric deviations during design and their compensation during installation due to the developed design solutions ensures a 100 % level of assemblability and reduces the values of assembly forces caused by deviations up to 0 % of the bearing capacity of the elements, as the proposed system of constructive compensation of deviations allows compensating deviations in all locking rods up to 0 mm.
Table 1. Limiting deviations for longitudinal assembly, mm
Unit dX dY dZ Rod Ax max
Installation
1 9,8 70,3 4,3 1 88,3
2 6,9 111,1 9,2 2 90,8
3 7,4 111,0 9,8 3 90,5
Manufacture
1 1,54 11,2 0,68 1 16,7
2 1,18 17,5 1,56 2 16,9
3 1,18 17,5 1,56 3 17,3
I» CN
Table 2. Limiting deviations for transverse assembly, mm
Unit dX dY dZ Rod Ax max
O Installation
= 1 8,33 20,97 3,71 1 52,35
DB 2 4,44 32,03 4,93 2 52,95
r» 3 6,12 31,50 8,12 3 54,72
Manufacture
1 1,31 3,85 0,85 1 8,16
2 0,75 5,06 0,84 2 8,43
3 0,98 4,96 1,30 3 8,7
REFERENCES
1. Savel'ev V.A. Teoreticheskie osnovy proektirovaniya metallicheskikh kupolov : avtoreferat dissertatsii... doktora tekhnicheskikh nauk [Theoretical Bases of Designing of Metal Domes : Author's Abstract of Thesis of Doctor of Technical Sciences]. Moscow, 1995. 40 p. (In Russian)
2. Lebed' E.V. Prognozirovanie pogreshnostey vozvedeniya bol'sheproletnykh metallicheskikh kupolov na osnove geometricheskogo modelirovaniya ikh montazha : dissertatsiya ... kandidata tekhnicheskikh nauk [Forecasting Errors in the Construction of Large-Span Metal Domes on the Basis of Geometric Modeling of Their Installation : Thesis of Candidate of Technical Sciences]. Moscow, 1988. 171 p. (In Russian)
3. Aroshenko M., Gordeev V., Lebedich I. Tayny stal'nykh konstruktsiy [Secrets of Steel Structures]. Kiev, Stal' Publ., 2004. 304 p. (In Russian)
4. Bondarev A.B., Yugov A.M. Otsenka montazhnykh usiliy v metallicheskom pokrytii s uchetom sborki [The Evaluation Mounting Effort in the Metal Coating, Taking into Account the AssemblyEvaluation of Installation Efforts In Metal Coatings, Allowing for Assembly Process]. Inzhenerno-stroitel'nyy zhurnal [Magazine of Civil Engineering]. 2015, no. 4 (56), pp. 28-37. (In Russian)
5. Bondarev A.B. Sborochnye otkloneniya v sharnirno-sterzhnevom metallicheskom pokrytii [The Deviations in Assembly Hinged-Rod Metal Coating]. Stroitel'stvo unikal'nykh zdaniy i sooruzheniy [Construction of Unique Buildings and Structures]. 2015, no. 3 (30), pp. 98-110. (In Russian)
6. Bondarev A.B., Yugov A.M. Metodika rascheta tochnosti bol'sheproletnykh sharnirno-sterzhnevykh metallicheskikh pokrytiy [Technique for Calculating the Accuracy of Large-Span Hinge-Rod Metal Coatings]. Inzhenerno-stroitel'nyy zhurnal [Magazine of Civil Engineering]. 2016, vol. 61, no.1, pp. 60-73. (In Russian)
7. Bondarev A.B. Komp'yuternaya programma rascheta tochnosti sharnirno-sterzhnevykh sistem [Computer Program Calculation Accuracyhinge-Bar Systems]. Stroitel'naya mekhanika inzhenernykh konstruktsiy i sooruzheniy [Structural Mechanics of Engineering Constructions and Buildings]. 2017, no. 2, pp. 12-22. (In Russian)
8. Patent of Ukraine № 79680, IPC E04V 1/32; E04V 1/58. Sposob montazha bol'sheproletnykh sterzhnevykh metallicheskikh pokrytiy [Method of Mounting of Large-Span Rod Metallic Coatings] / Bondarev A. B., Yugov A. M.; claimer and patentholder Bondarev A. B., Yugov A.M, no. u 2012 13187; claim 19.11.2012; published 25.04.2013, bul. no. 1. (In Russian)
9. Bondarev A.B., Yugov A.M. Patent of Ukraine № 79683, IPC E04V 1/38; E04V 1/58 Stykovoe
soedinenie sterzhney s raznymi razmerami pope-rechnogo secheniya [Butt Joint of Rods with Different Cross-Sectional Dimensions] ; claimer and patentholder Bondarev A.B., Yugov A.M.; zayavl, no. u 2012 13191 19.11.2012; published 25.04.2013; bul. no. 1. (In Russian)
10. Bondarev A.B., Yugov A.M. Patent of Ukraine № 80327, IPC E04V 1/38; E04V 1/58. Stykovoe soedinenie sterzhney s ravnymi razmerami pope-rechnogo secheniya [Butt Joint of Rods with Equal Cross-Sectional Dimensions] ; claimer and patentholder Bondarev A.B., Yugov A.M. ; zayavl, no. u 2012 13193 ot 19.11.2012; published 25.04.2013; bul. no. 1. (In Russian)
11. Abovskiy N.P. Upravlyaemye konstruktsii [Managed Structures]. Krasnoyarsk, KamKras Publ., 1998. 433 p. (In Russian)
12. Belostotskiy A.M. Analiz prichin obrusheniya konstruktsiy pokrytiya SOK «Transvaal'-park» [Analysis of the Reasons for the Collapse of the Structures of the Coating of the Transvaal-Park JV]. ANSYS Solutions. Russkaya redaktsiya [ANSYS Solutions. Russian Edition]. 2007, no. 4, pp. 5-12. (In Russian)
13. Molev I.V. Konstruktivnye razrabotki, eksperimental'no-teoreticheskie issledovaniya i vnedrenie stal'nykh kupolov: avtoreferat dissertatsii ... doktora tekhnicheskikh nauk [Constructive Developments, Experimental and Theoretical Studies and the Introduction of Steel Domes: Author's Abstract of Thesis of Doctor of Technical Science]. Nizhniy Novgorod, 1998. 36 p. (In Russian)
14. Chilton J. Space Grid Structures. Great Britain, Architectural Press. 2000. 180 r.
15. Savel'ev V.A., Lebed' E.V. Matematicheskoe modelirovanie na EVM protsessa vozvedeniya prostranstvennykh sooruzheniy [Mathematical Modeling on the Computer of the Process of Erecting Spatial Structures]. Central Research and Design Institute of Building Metal Structures named after N.P. Mel'nikov. Moscow, 1989. Deposited in All-Russian Scientific c Research Institute for Problems of Scientific and S Technical Progress and Information 23.12.88, no. 9811. 2 (In Russian) E ®
16. Savel'ev V.A., Lebed' E.V. Chislennoe ff
B =
modelirovanie deystvitel'noy formy konsol'noy
sostavnoy konstruktsii [Numerical Simulation of the = :
Actual Shape of the Cantilever Composite Structure]. O Central Research and Design Institute of Building
Metal Structures named after N.P. Mel'nikov. M., I
1988. Deposited in All-Russian Research Institute of g
Information on Construction and Architecture 09.07.87, e no. 8102. (In Russian)
17. Lebed' E.V. Otsenka tochnosti vychisleniya 2 srednekvadraticheskogo otkloneniya sluchaynoy H
velichiny [Estimation of the Accuracy of the Calculation of the Standard Deviation of a Random Variable]. Central Research and Design Institute of Building Metal Structures named after N.P. Mel'nikov. Moscow,
1991. Deposited in All-Russian Institute for Scientific and Technical Information. 23.12.91, no. 437, vol. 91. (In Russian)
18. Lebed' E.V., Shebalina O.V. Otsenka vozmozhnykh otkloneniy ot ideal'noy geometricheskoy formy pri sborke sostavnykh konstruktsiy [Evaluation of Possible Deviations From the Ideal Geometric Shape in the Assembly of Composite Structures]. Montazhnye i spetsial'nye stroitel'nye raboty. Izgotovlenie metallicheskikh i montazhnykh stroitel 'nykh konstruktsiy: informatsionnyy sbornik [Mounting and Special Construction Work. Manufacturing of Metal and Assembly Constrution Structures: Information Collection]. Moscow, Central Bureau of Scientific and Technical Information, 1992, issue 1, pp. 1-6. (In Russian)
19. Lebed' E.V., Shebalina O.V. K raschetu toch-nosti sborki sostavnoy konstruktsii [Revising the Calculation of the Accuracy of Assembly of a Composite Structure]. Promyshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo [Industrial and Civil Engineering]. 1993, no. 9, pp. 2728. (In Russian)
20. Lebed' E.V., Shebalina O.V. Analiz iskazheniy geometricheskoy formy pri sborke sostavnykh metallicheskikh konstruktsiy [Analysis of Geometric Distortions in the Assembly of Composite Metal Structures]. Promyshlennoe stroitel'stvo [Industrial Construction].
1992, no. 5, pp. 23-24. (In Russian)
21. Sakhnovskiy M.M., Titov A.M. Uroki avariy stal'nykh konstruktsiy [Lessons of Accidents of Steel Structures]. Kiev, Budivel'nik Publ., 1969. 200 p. (In Russian)
22. Savel'ev V.A., Lebed' E.V., Shebalina O.V. Matematicheskoe modelirovanie montazha prostrans-tvennykh kon-struktsiy [Mathematical Modeling of Installation of Spatial Structures]. Promyshlennoe stroitel'stvo [Industrial Construction]. 1991, no. 1, pp. 18-20. (In Russian)
„ 23. Lebed' E.V. Chislennoe issledovanie pogresh-{¡5 nostey vozvedeniya bol'sheproletnykh metallicheskikh JJ kupolov na EVM [Numerical Study of Errors in the M Construction of Large-Span Metal Domes on a Com-•n puter]. Sovershenstvovanie konstruktivnykh resheniy i _ metodov rascheta stroitel'nykh konstruktsiy: mezhvuz. BB nauch. sb. [Perfection of Constructive Solutions and r» Methods for Calculating Construction Structures: Inter-university Scientific Collection]. Saratov, Saratov State ^ Technical University, 1999, pp. 45-52. (In Russian) g g 24. Lebed' E.V. Geometricheskiy raschet karkasov » g prostranstvennykh sooruzheniy [Geometric Calculation ¡g of the Skeletons of Spatial Structures]. Saratov, Saratov go State Technical University, 2001. 40 p. (In Russian) «g 25. Lebed' E.V. Osobennosti chislennogo mod-g elirovaniya montazha karkasa odnosetchatogo kupola
[Features of Numerical Simulation of Monofilament Dome Frame Mounting]. Vestnik VolgGASU. Seriya: Stroitel'stvo i arkhitektura [Bulletin of Volgograd State University of Architecture and Civil Engineering. Series: Construction and Architecture]. 2003, issue 3(9), pp. 81-86. (In Russian)
26. Lebed' E.V. Prognozirovanie pogreshnostey vozvedeniya karkasa bol'sheproletnogo 8-yarusnogo rebristogo ku-pola [Forecasting the Errors in the Construction of the Skeleton of a Large-Span 8-Tiered Ribbed Cul-De-Sac]. Vestnik VolgGASU. Seriya: Tekh-nicheskie nauki [Bulletin of Volgograd State University of Architecture and Civil Engineering. Series:Technical Sciences]. 2003, issue 2-3(8), pp. 11-17. (In Russian)
27. Lebed' E.V. Tochnost' vozvedeniya ster-zhnevykh prostranstvennykh metallicheskikh pokrytiy i ee prognozirovanie [Accuracy in Construction of Metal Space Framed Roofs and Its Predicting]. Vestnik RUDN Seriya: Inzhenernye issledovaniya [Bulletin of Russian Peoples' Friendship University. Series Engineering Researches]. 2013, no. 4, pp. 5-12. (In Russian)
28. Lebed' E.V. Komp'yuternoe modelirovanie tochnosti vozvedeniya dvukhpoyasnykh metallicheskikh kupolov [Computer Modeling of Accuracy of Erection of Two-Layer Metal Domes]. Promyshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo [Industrial and Civil Engineering]. 2013, no. 12, pp. 89-92. (In Russian)
29. Lebed' E.V., Eterevskiy V.A. Nachal'nye usil-iya v sterzhnyakh odnosetchatogo kupola iz-za nesover-shenstva ego formy pri polnosbornoy ustanovke [Initial Stresses in the Bars of a One-Layer Lattice Dome Due to the Imperfections of Its Form During Installation as An Assembled Structure]. VestnikMGSU [Proceedings of the Moscow State University of Civil Engineering].
2011. vol. 2, no. 2, pp. 137-144. (In Russian)
30. Lebed' E.V., Eterevskiy V.A. Analiz na-chal'nykh usiliy sektoral'no-setchatogo kupola pri pol-nosbornoy usta-novke v sravnenii so zvezdchatym ku-polom [Analysis of the Initial Efforts of a Sectoral Mesh Dome with a Fully Assembled Installation in Comparison with a Stellar Dome]. Vestnik RUDN. Seriya: Inzhenernye issledovaniya [Bulletin of Russian Peoples' Friendship University. Series Engineering Researches].
2012, no. 4, pp. 91-98. (In Russian)
31. Lebed' E.V., Grigoryan A.A. Nachal'nye usiliya v dvukhpoyasnykh metallicheskikh kupolakh iz-za pogreshnostey izgotovleniya i montazha ikh konstruktsiy [Initial Stresses in Two-Layer Metal Domes Due to Imperfections of Their Production and Assemblage]. Vestnik MGSU [Proceedings of the Moscow State University of Civil Engineering]. 2015, no. 4, pp. 69-79. (In Russian)
32. Lebed' E.V., Grigoryan A.A. Vliyanie montazhnykh raschetnykh skhem reber dvukhpoyasnogo metallicheskogo kupola na nachal'nye usiliya pri us-tranenii pogreshnostey [Influence of Assembly Analytical Models of the Ribs of a Double-Layer Metal Dome on the Initial Forces in Case of Elimination of Imper-
fections]. Vestnik MGSU [Proceedings of the Moscow State University of Civil Engineering]. 2015, no. 8, pp. 66-79. (In Russian)
33. Lebed' E.V., Grigoryan A.A. Issledovanie nachal'nykh usiliy v dvukhpoyasnom metallicheskom kupole pri ustranenii kol'tsevykh pogreshnostey mon-tazha [Study of Initial Forces in a Double-Layer Metal Dome Due to Elimination of Annular Imperfections of Installation]. Vestnik MGSU [Proceedings of the Moscow State University of Civil Engineering]. 2016, no. 4, pp. 36-51. (In Russian)
34. Gaul L., Albrecht H., Wirnitzer J. Semi-Active Friction Damping of Large Space Truss Structures. Shock and Vibration. 2004, vol. 11, pp. 173-186.
35. Hasan R., Xu L., Grierson D.E. Push-over Analysis for Performance-Based Seismic Design. Computers and Structures. 2002, no. 80, pp. 2483-2493.
36. Farrar C.R., Worden K., Todd D.M. et al. Impacts of Artificial Intelligence and Optimization on Design, Construction and Maintenance. Los Alamos, New Mexico, Los Alamos. National Laboratory. 2007. 143 r.
37. Yue Yin Huang Xin, Han Qinghua, Bail Linjia Study on the Accuracy of Response Spectrum Method for Long-Span Reticu-Lated Shells. International Journal of Space Structures. 2009, vol. 24, no. 1, pp. 27-35.
38. Kaouk M., Zimmerman D.C. Structural Damage Assessment Using a Generalized Minimum Rank Perturbation Theory. Proceedings of the 34th AlAA SDM Conference. La Jolla. California. 1993. Pr. 1529-1538.
39. Kaveh A., Nouri M. Weighted Graph Products for Configuration Processing of Planar and Space Structures. International Journal of Space Structures. 2009, vol. 24, no. 1, pp. 13-26.
40. Matsumoto K., Sachiko W., Masahiro N. et al. Space Truss Handling Experiment on ETS-VII. Automation and Robotics in Construction. 1999, XVI. UC3M, pp. 225-230.
41. Keleçoglu Ö., Ülker M. Fuzzy Optimization of Geometrical Nonlinear Space Truss Design. Turkish Journal of Engineering and Environmental Sciences. 2005, vol. 80, no. 5. pp. 321-329.
42. Ogunfunmi T. Adaptive Nonlinear System Identification: The Volterra and Wiener Model Approaches. USA, Springer Science+Business Media, LLC. 2007. 229 p.
43. Tsou P., Shen M.-H. Structural Damage Detection and Identification Using Neural Network. Proceedings of the 34th. SDM Conference. La Jolla, California. April. 1993. Pr. 3551-3560.
44. Kartal M.E. Basaga H.B., Bayraktar A., Muvafik M. Effects of Semi-Rigid Connection on Structural Responses. Electronic Journal of Structural Engineering. 2010, Vol. 10, pp. 22-35.
45. Makoto Ohsaki, Zhang Jingyao Stability Conditions of Press Stressed Pin-Jointed Structures. International Journal of Non-Linear Mechanics. 2006, Vol. 41, Pp. 1109-1117.
46. Makowski Z.S. Development of Jointing Systems for Modular Prefabricated Steel Space Structures. Proceedings of the International Symposium on Lightweight Structures in Civil Engineering. Warsaw, Poland, 2002. Pr. 17-41.
47. Pearson J.E., Hansen S. Experimental Studies of a Deformable-Mirror Adaptive Optical System. Journal of Optical Society America. 1977, no. 67. Rr. 360-369.
48. Bruno R. J. Identification of Nonlinear Joints in a Truss Structure. Adaptive Structures Forum. Washington, Hilton Head, SC, 1994. Rr. 402-410.
59. USSR Inventors certificate no. 1723281 Styko-voe soedinenie rastyanutogo poyasa metallicheskoy fermy [Butt joint of a stretched belt of a metal truss]; published 30.03.1992; bul. no. 12. (In Russian)
50. Marutyan A.S., Kobaliya T.L., Pavlenko Yu.I. Patent RU 2429329, IPC E04B1/58. Svarnoe stykovoe soedinenie trubchatykh sterzhney [Welded Butt Joint of Tubular Rods]; patentoobl. Marutyan A.S.; claim 2010109472/03, 12.03.2010; published 20.09.2011; bul, no. 26. (In Russian)
51. Kudishin Yu.I. Metallicheskie konstruktsii [Metal Constructions]. Moscow, Akademiya Publ., 2007. 688 p. (In Russian)
52. Patent RU 2382266, IPC F16L 13/00 (2006.01), E04B 1/58 (2006.01) Sposob izgotovleniya uzla soed-ineniya trub raznogo diametra [Method of Connecting Pipes of Different Diameters] / Kuznetsov I.L., Sabi-tov L.S. 20.02.2010. patentholder Kazan State University of Architecture and Engineering (KSUAE); claim 2008143802/06, 05.11.2008; published 20.02.2010; bul no. 5. (In Russian)
53. Kuznetsov I.L., Isaev A.V., Sabitov L.S. Patent RU № 2337268, MPKF16L 13/00 (2006.01), E04B 1/58 (2006.01). Sposob soedineniya trub raznogo diametra [Anchor Piece for Fixing Arches From the Same Section to the Foundation] ; patentholder Kazan State University of Architecture and Engineering (KSUAE); claim 2007112742/06, 28.03.2007; published 27.10.2008; bul. no. 30. (In Russian)
54. Kuznetsov I.L., Khusainov D.M. Patent Disclosure RU № 2099481 IPC E04B 1/32 (1995.01), E04B 1/58 (1995.01) Ankernaya detal' dlya krepleniya arok iz odnotipnykh sektsiy k fundamentu [Anchor Piece for Fixing Arches from the Same Section to the Foundation]; patentholder Kazan Civil Engineering Institute; claim 95100094/03, 04.01.1995; published:20.12.1997. (In Russian)
55. Rekomendatsii po proektirovaniyu strukturnykh konstruktsiy [Recommendations for the Design of Structural Structures]. Moscow, Stroyizdat Publ., 1984. 304 p. (In Russian)
56. Kuznetsov I.L., Khusainov D.M. Pat. RU № 2099480, IPC E04B 1/32 (1995.01). Sposob mon-tazha arok [Method of Mounting Arches] ; claim 94040128/03, 27.10.1994; published 20.12.1997. (In Russian)
M
ta
57. Khusainov D.M. Povyshenie kachestva pro-ektirovaniya izgotovleniya i montazha karkasnykh oblegchennykh arochnykh zdaniy: dissertatsiya .... kandidata tekhnicheskikh nauk [Improving the Quality
of Design and Fabrication of Framed Lightweight Arch Buildings : Thesis of Candidate of Technical Sciences]. Kazan', 1996. 252 p. (In Russian)
Received October 10, 2016.
Adopted in final form on October 4, 2017.
Approved for publication October 25, 2017.
About the authors: Bondarev Aleksey Borisovich, Engineer on Metal Constructions, Joint Stock Company "Matrosov Mine" (JSC «RiM»), 12 Proletarskaya str., Magadan, 685000; [email protected], [email protected];
Yugov Anatoliy Mikhaylovich, Doctor of Technical Sciences, Professor, Head of Construction Engineering and Management Department, Donbas National Academy of Civil Engineering and Architecture (DonNACEA), 2 Der-zhavina str., Makiivka, Donetsk oblast, 86123, Ukraine; [email protected];
Garanzha Igor' Mikhaylovich, Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, Department of Metal Structures, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavs-koe shosse, Moscow, 129337; [email protected];
Shchukina Liliya Sergeevna, Graduate Student, Construction Engineering and Management Department. Donbas National Academy of Civil Engineering and Architecture (DonNACEA), 2 Derzhavina str., Makiivka, Donetsk oblast, 86123, Ukraine; [email protected] mailto:[email protected].
