CC BY
109
ВЕСТНИК 11/2014
11/2014
УДК 624.078.465 Е.А. Мойсейчик
ФГБОУВПО «НГАСУ» (Сибстрин)
РАБОТА РАСТЯНУТЫХ ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТОВ В ЭЛЕМЕНТАХ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ И ИХ СКЛОННОСТЬ К ЗАМЕДЛЕННОМУ РАЗРУШЕНИЮ
Показано, что вследствие погрешностей изготовления, монтажа, контактных деформаций высокопрочные болты в растянутых соединениях стальных конструкций работают на внецентренное растяжение. Расчет таких болтов по действующим нормам ведется на центральное растяжение. Проанализирована авария стальной конструкции, произошедшая вследствие излома внецентренно нагруженных болтов из стали 40 по механизму замедленного разрушения и приведены данные лабораторных испытаний таких болтов на косой шайбе. Проанализированы данные низкотемпературных испытаний растянутых болтов из стали 35ХГСА и стали 45. Показано, что прочность высокопрочных болтов зависит от материала, конструктивной формы и технологии термообработки. Склонность к замедленному разрушению можно регулировать не только металлургическими, но и конструктивно-технологическими приемами.
Ключевые слова: стальные конструкции, высокопрочные болты, внецентренное растяжение, испытания, сопротивляемость замедленному разрушению.
Опыт монтажа и эксплуатации соединений металлоконструкций с использованием растянутых болтовых и других резьбовых соединений конструкций показывает, что растянутые резьбовые элементы в таких соединениях работают на растяжение с изгибом [1]. К возникновению таких деформаций изгиба приводит перекос между соприкасающимися поверхностями элемента болта (головки болта, шайбы, гайки), неточности изготовления и установки в соединении этих элементов относительно оси болта, начальная грибовидность соединяемых листовых элементов. Изгиб стержня болта вызывают и перемещения соединяемых элементов, фланцев в составе подобных соединений (рис. 1). Угол 0 при упругопластической работе соединяемых болтами листовых элементов можно определить по известным зависимостям [2].
Равнодействующая контактного давления N в зоне соприкосновения головки болта (гайки) вследствие вышеуказанных причин смещена относительно оси стержня болта на величину е. Вследствие этого стержень болта растягивается силой N и изгибается моментом M = N6. Расчет болтов таких соединений для строительных конструкций выполняется согласно действующим нормам проектирования [3, п. 14.2] на центральное растяжение. Указанное несоответствие нормативных требований Рис. 1. Деформированная схема сое-фактическому напряженному со- динения листовых элементов болтами
стоянию растянутых болтов, изготовленных из малопластичных высокопрочных сталей, в ряде случаев завершалось разрушениями болтов или авариями сооружений [1, 4—6].
Авария стальной полуарки [6] произошла вследствие разрушения болтов крепления плиты базы к опорной конструкции спустя примерно час после их установки. Болты из стали 40 были запроектированы как центрально растянутые. Изломы болтов произошли по наиболее напряженным виткам резьбы. При расследовании аварии было установлено, что в зоне излома на участке с резьбой болты работали на внецентренное растяжение. Кроме этого, при аварии увеличился уклон плиты башмака полуарки, который с учетом обмятия стальных элементов, резьбы и удлинения стержня болта достигал 9.. .10° вместо предусмотренных проектом 6°. Подробно обстоятельства аварии, эксперименты по выявлению причин зарождения трещин в болтах приведены в [6]. В настоящей статье обращается внимание на факторы, способствующие зарождению начальной трещины в стержне болта и ее развитие по механизму замедленного разрушения.
Болты нагружались в специальных захватах с использованием косых шайб, создавших следующие углы между контактной поверхностью гайки и плоскостью деформирующей поверхности: 0; 6; 10°. В процессе испытаний было установлено, что временное сопротивление болтов существенно зависит как от величины угла между плоскостью контактной поверхности гайки и плоскостью нагружения, так и от скорости нагружения. При статическом нагружении увеличение угла до 6, 10° приводит к снижению временного сопротивления на 9.12,5 % (здесь и далее сравнение ведется с данными испытаний при статическом нагружении и нулевом угле). Увеличение скорости нагружения до 10 кН/с сопровождается снижением временного сопротивления на 3,6.9 %. При росте скорости нагружения до 50 кН/с временное сопротивление при нулевом угле возрастает на 2 %, а при 10° — на 15 % уменьшается; при скорости нагружения 100 кН/с происходит уменьшение прочности: при нулевом угле — на 6 %; при 10° — на 31 %.
В местах излома всех испытанных болтов первоначально зарождалась трещина, которая при на-
гружении росла до критической величины, а затем происходил долом по механизму хрупкого разрушения. Начальная трещина имела серповидную форму (рис. 2). При больших скоростях нагружения поверхность излома характеризуется узким «серпом», а при малых — ширина серпа на изломе образцов увеличивалась. Все очаги зарождения разрушения находились во впадинах резьбы.
Начальная трещина
Развитие трещины из дефекта резьбы
Рис. 2. Характерный вид зарождающейся начальной серповидной трещины у наиболее напряженного витка резьбы (а) и вид зарождающейся трещины в корне наиболее напряженного витка резьбы (б)
ВЕСТНИК 11/2014
11/2014
Весьма показательными являются данные измерений геометрии стержня в месте излома и замеров термографом ИРТИС-2000 температуры поверхности изломов болтов двух испытанных серий. Остаточное удлинение стержня болта (от головки до начала резьбовой части) небольшое.
В стадии предразрушения и разрыва все удлинение стержня обеспечивалось участком резьбы между гайкой и началом резьбы. Более чувствительной к действию скорости нагружения и перекосу оказалось относительное сужение в месте излома. Средняя температура в месте хрупкого излома образцов с начальной замедленной трещиной достигала 10...15 °С. Причем такую температуру было сложно фиксировать из-за ее быстрого уменьшения во времени. Всплеск температуры у этих образцов наблюдался только непосредственно в плоскости излома, сталь смежных сечений практически не изменяла температуры. С повышением скорости нагружения температура поверхности излома образцов заметно увеличивалась. При росте скорости нагружения время зарождения начальной трещины и общая продолжительность испытания болта сокращалась. Часть болтов нагружалась усилием на 1.5 % ниже ожидаемой разрушающей нагрузки и далее производилась выдержка при этой величине силы. В этом случае зафиксировано разрушение отдельных болтов после 30.60 мин выдержки.
Все это указывает на термофлуктуационный механизм зарождения начальной трещины. Резьбовая часть болтов после их испытания исследовалась под микроскопом. Такой анализ выявил, что после испытания болтов во впадинах резьбы оставались трещины (см. рис. 2, б): для центрально растянутого болта (угол 0°) глубина трещин составляла 0,02.0,04 мм, для растянутого с использованием косой шайбы (10°) болта соответствующие величины трещин составляли 0,12.0,03 мм и 0,2.0,13 мм. Глубина трещин была значительно большей в витках резьбы, примыкающих к плоскости излома (косая шайба, 10°) и почти не зависела от расстояния витков от плоскости излома (при отсутствии косой шайбы, 0°).
Испытания показали, что разрушение болтов из стали 40 (см. рис. 2) происходило при статическом нагружении. Все испытанные болты, напряжения в опасных точках которых достигали величин близких к временному сопротивлению, разрушались по схеме, напоминающей замедленное разрушение [7, 8].
В [9] показано, что величина е (см. рис. 1) зависит от ряда случайных факторов и может быть определена для конкретного типа болта по экспериментальным данным статистическими методами, вследствие чего учесть расчетным путем величину изгибающего момента на стадии проектирования достаточно сложно. Частично эта задача решается в действующих нормах проектирования [3] для статически растянутых высокопрочных болтов, предназначенных для работы при температурах ниже -55 °С (-45 °С — при расчетах с учетом усталости), посредством требования обязательного «испытания на разрыв на косой шайбе по п. 6.5 ГОСТ Р 52627». Названное требование необходимо уточнять с учетом данных, полученных экспериментально и на основании анализа аварий.
Данные испытаний болтов [9] в температурном диапазоне от 20 до -80 °С выявили некоторые особенности их работы (см. рис. 2). Материал болтов —
сталь марки Ст45 (без термообработки) и сталь 35ХГСА (с термообработкой). Головка болтов формировалась горячей высадкой различной высоты (23.31,5 мм),а резьба образовывалась холодной накаткой и нарезкой на токарном станке. Проведенные на заводе-изготовителе измерения опорной поверхности головки болтов показали, что ее площадь вследствие неполной формовки асимметрично уменьшалась до 30 % от проектной величины. Перекос опорной поверхности (угол 0 на рис. 1) изменялся в интервале 0.5°. При испытаниях величина эксцентриситета е принималась равной 0 или величине а (рис. 3).
Тип d, мм D, мм L, мм б' h _, мм гб'
I 30 41 85,5 31,5
II 30 50 88 24
III 30 50 92 23
IV 36 61 108 30
Рис. 3. Конструктивная форма 4-х типов болтов
Эксперимент показал, что прочность болтов при низких температурах определяется поведением металла в зонах конструктивно-технологических концентраторов. Для испытанных болтов разрушение наступало наиболее часто по минимальному сечению 3-3 (отверстие), следующим по опасности наступления хрупкого разрушения было сечение 4-4, далее — 1-1. Прочность болтов с накатанной резьбой примерно на 15.20 % выше, чем для резьбы, нарезанной на токарном станке. С понижением температуры пластичность металла резьбовой части болтов с накатанной резьбой уменьшалась быстрее, чем для нарезки. Зависимость разрушающих напряжений в от температур Т, К, для болтов, подсчитанная по формуле центрального растяжения, можно аппроксимировать выражением вида
а, (1)
где о , ф (Т) приведены в таблице.
Коэффициенты выражения (1)
Тип болта Величина e; сечение Величина ст0, МПа j(T) R2
IV 0; 3-3 1270 -0,00027+ 0,08847 - 11,072 0,9927
а; 1-1, 2-2 1270 -6E - 057+ 0,0337 - 3,9552 0,8915
III 0; 1-1, 2-2 1270 -3E - 057 + 0,01357 - 1,5433 0,6781
0; 3-3 1270 -6E - 05T2 + 0,02997 - 4,0935 0,7975
II 0; 1-1, 2-2 275 -0,0001т2 + 0,05027 - 4,997 0,7551
0; 3-3 275 -0,0002т2 + 0,08267 - 9,0824 0,7639
I 0; 1-1, 2-2 275 -3E - 0572 + 0,01787 - 1,497 0,6364
a; 1-1, 2-2 275 -5E - 0572 + 0,0257 - 1,8615 0,8315
0; 3-3 275 -3E - 0572 + 0,01717 - 1,1582 0,8290
ВЕСТНИК
МГСУ-
11/2014
Характерным является изменение прочности болтов всех типов с понижением температуры от 20 до -80 °С. Наименьшую прочность болты всех типов проявили при 20 °С. С понижением температуры прочность болтов повышалась, достигая максимума в интервале: -40.-50 °С, а при более низкой температуре прочность уменьшалась.
Масштабный фактор и замедленное разрушения при растяжении болтов. Эксперимент показал, что болты из стали Ст35ХГСА диаметром 36 мм показали более высокую прочность, чем аналогичные болты диаметром 30 мм. Такой результат находится в противоречии с установившимся в металлоконструкциях понятием о масштабном факторе [10]. Причину такого несоответствия можно понять, если учесть, что болты проходили термообработку в процессе изготовления. При этом механические свойства термообработанного болта существенно зависят от температуры отпуска [11, 12]. На графиках рис. 4, построенных с использованием данных [12], показано, что для широко применяемых для соединений стальных конструкций высокопрочных болтов из стали 40Х временное сопротивление при разрыве в значительной мере определяется температурой отпуска (т.о.).
Рис. 4. Изменение средних значений временного сопротивления болтов М18, М22, М27 из стали 40Х в зависимости от т.о. болтов: ряд 1 — без т.о.; 2 — 100 °С; 3 — 200 °С;
4 — 300 °С; 5 — 400 °С; 6 — 500 °С; 7 — 600 °С [12]
Наибольшее сопротивление разрыву следует ожидать у болтов диаметром 22.24 мм. Такой ход кривых прочности с увеличением диаметра можно объяснить изменением в процессе нагружения начальной структуры и полей остаточных тепловых и структурных напряжений в болтах. Если в процессе изготовления или при работе таких болтов в окрестности наиболее нагруженных их зон возникают тепловые воздействия с температурой 100.600 °С, то их влияние может быть аналогичным отпуску. По-видимому, это явление происходит при горячем цинковании болтов [13], местных пластических деформациях в зонах концентраторов. Эти процессы наряду с изменением полей остаточных тепловых и структурных напряжений в болте, приводят к наводороживанию стали, усилению склонности к замедленному разрушению. Нами выявлены случаи самопроизвольного, без приложения ра-
бочей нагрузки, замедленного разрушения оцинкованных болтов из стали 40Х (рис. 5). В [14—18] установлено, что зарождение и замедленное развитие начальных трещин в высокопрочных болтах происходит по термофлукту-ационному механизму и сопровождается наво-дороживанием стали [18—21]. Предотвращать замедленное разрушение высокопрочных болтов предлагается снижением содержания вредных примесей и микролегированием стали титаном [14], ванадием, азотом [12].
Вышеизложенные данные испытаний показывают, что повысить сопротивляемость высокопрочных болтов замедленному разрушению можно также регулированием остаточных напряжений в болтах (с созданием сжимающих напряжений в поверхностных слоях), снижением структурных напряжений, концентрации напряжений в опасных сечениях. К этой же цели может привести и изменение конструктивной формы стержня болта, направленное на снижение напряжений в резьбовой части и в зоне примыкания стержня болта к головке. Расчет высокопрочных болтов следует вести как и внецентренно растянутых стержней с учетом контактных, перемещений и нагрузок. Высокопрочные болты, включенные в работу несущих стержней по последовательной схеме (стержни структурных конструкций, растянутые фланцевые стыки и др.), необходимо предварительно испытывать на косой шайбе по п. 6.5 ГОСТ Р 52627.
Выводы. 1. Вследствие погрешностей изготовления, монтажа, контактных деформаций высокопрочные болты в растянутых соединениях стальных конструкций работают на внецентренное растяжение. Расчет таких болтов по действующим нормам ведется по схеме центрального растяжения.
2. Испытания болтов на внецентренное растяжение показали, что зарождение трещин происходит в зонах с наибольшей концентрацией напряжений (впадины витков резьбы, отверстия в стержне) со стороны растянутых волокон, развивается по механизму замедленного разрушения и сопровождается деформационным нагревом металла в зоне излома.
3. С увеличением диаметра болтов их прочность вначале возрастает, а затем снижается, что можно объяснить изменением в процессе нагружения начальной структуры и полей остаточных тепловых и структурных напряжений в стержне болта.
4. Расчет высокопрочных болтов следует вести на внецентренное растяжение с учетом контактных нагрузок. Высокопрочные болты, работающие в составе несущих стержней по последовательной схеме (стержни структурных конструкций, растянутые фланцевые стыки и др.), необходимо предварительно испытывать на внецентренное растяжение по п. 6.5 ГОСТ Р 52627.
Библиографический список
1. Аугустин Я., Шледзевский Е. Аварии стальных конструкций / пер. с польск. М. : Стройиздат, 1978. 183 с.
Рис. 5. Вид излома после самопроизвольного разрушения оцинкованного болта из стали 40Х
ВЕСТНИК Ü /20|4
11/2014
2. Катюшин В.В. Здания с каркасами из стальных рам переменного сечения (расчет, проектирование, строительство). М. : Стройиздат, 2005. 656 с.
3. СП 16.13330.2011. Стальные конструкции. Актуализированная редакция СНиП 11-23—81* / Минрегион России. М. : ОАО «ЦПП», 2011. 178 с.
4. Мойсейчик Е.А. Аварии сооружений и их учет при научном и нормативном обеспечении мостостроения // Автомобильные дороги и мосты. 2010. № 1 (5). С. 109—114.
5. Горицкий В.М., Хромов Д.П. Качество и эксплуатационная надежность высокопрочных болтов из стали 40Х «селект» // Промышленное и гражданское строительство. 1999. № 5. С. 21—22.
6. Горицкий В.М., Гусева И.А., Сотсков Н.И., Кулемин А.М.Установление причины разрушения высокопрочных болтов М30 класса прочности 12.9 импортного производства // Промышленное и гражданское строительство. 2009. № 5. С. 21—24.
7. ФридманЯ.Б. Механические свойства металлов : в 2-х ч. 3-е изд., перераб. и доп. Ч. 2. Механические испытания. Конструкционная прочность. М. : Машиностроение, 1974. 368 с.
8. Потак Я.М. Хрупкие разрушения стали и стальных изделий. М. : Оборонгиз, 1955. 389 с.
9. Сильвестров А.В., Чибряков Г.Г., Мойсейчик Е.А. Прочность болтов узловых сопряжений структурных конструкций типа «МАрхИ» при низких температурах // Надежность конструкций в экстремальных условиях : сб. науч. тр. Якутск : Изд-во ЯГУ 1984. С. 77—82.
10. Проектирование металлических конструкций / под ред. В.В. Бирюлева. 3-е изд. Л. : Стройиздат, 1990. 432 с.
11. ЛахтинЮ.М. Металловедение и термическая обработка металлов. 3-е изд. М. : Металлургия, 1983. 360 с.
12. Крутикова И.А., Панфилова Л.М., Смирнов Л.А. Исследование склонности к замедленному разрушению высокопрочных болтовых сталей, микролегированных ванадием и азотом // Металлург. 2010. № 1. С. 59—64.
13. Чертов В.М.Цинкование — одна из причин водородной хрупкости высокопрочной стали // Технология машиностроения. 2006. № 2. С. 11—14.
14. Филиппов Г.А. Закономерности явления замедленного разрушения высокопрочных сталей и способы повышения трещиностойкости стальных изделий : автореф. дисс. ... д-ра техн. наук. М. : ЦНИИЧМ им. И.П. Бардина, 1989. 43 с.
15. Мишин В.М. Структурно-механические основы локального разрушения конструкционных сталей : монография. Пятигорск : Спецпечать, 2006. 226 с.
16. Мишин В.М., Филиппов Г.А. Критерий и физико-механическая характеристика сопротивления стали замедленному разрушению // Деформация и разрушение материалов. 2007. № 3. С. 37—42.
17. Мишин В.М., Филиппов Г.А. Кинетическая модель замедленного разрушения закаленной стали // Проблемы черной металлургии и материаловедения. 2008. № 3. С. 28—33.
18. Шиховцов А.А., Мишин В.М.Кинетика и микромеханика замедленного разрушения стали // Фундаментальные исследования. 2013. № 4 (4). С. 858—861. Режим доступа: www.rae.ru/fs/?section=content&op=show_article&article_id=10000497. Дата обращения: 11.10.2014.
19. Geoffrey L. Kulak, John W. Fisher, John H. A. Struik. Guide to Design Criteria for Bolted and Riveted Joints. Chicago : American institute of steel construction, Inc, 2001. 333 р.
20. Eliaz N., Shachar A., Tal B., Eliezer D. Characteristics of hydrogen embrittlement, stress corrosion cracking and tempered martensite embrittlement in high-strength steels // Engineering Failure Analysis. 2002. No. 9. Pp. 167—184.
21. Dayal R.K., Parvathavarthini N. Hydrogen embrittlement in power plant steels // Sadhana. June/August 2003. Vol. 28. Parts 3—4. Pp. 431-451.
Поступила в редакцию в сентябре 2014 г.
Об авторе: Мойсейчик Евгений Алексеевич — кандидат технических наук, доцент, докторант кафедры металлических и деревянных конструкций, Новосибирский государственный архитектурно-строительный университет (ФГБОУ ВПО «НГАСУ» (Сибстрин)), 630008, г. Новосибирск, ул. Ленинградская, д. 113, [email protected].
Для цитирования: Мойсейчик Е.А. Работа растянутых высокопрочных болтов в элементах стальных конструкций и их склонность к замедленному разрушению // Вестник МГСУ 2014. № 11. С. 58—67.
E.A. Moyseychik
BEHAVIOUR OF HIGH STRETCH BOLTS IN TENSION WORKING AS PART OF ELEMENTS OF STEEL STRUCTURES AND THEIR TENDENCY TO DELAYED FRACTURING
In the article, the author has proven that manufacturing and installation errors, as well as contact deformations of high strength bolts, if analyzed as part of tensile connections of steel structures, work in eccentric tension. In pursuance of the effective state standards, the analysis of these bolts is based on the axial tension. The author has analyzed the failure of a steel structure, caused by the fracture of eccentrically loaded bolts made of steel grade XC 42 (France), or C40 (Germany), that later followed the delayed fracturing pattern. The author provides the findings of the lab tests, whereby the above bolts were tested in the presence of an angle washer. The author has also analyzed the findings of low-temperature tests of bolts in tension. The author demonstrates that the strength of high strength bolts is driven by the material, the structure shape, and the thermal treatment pattern. Eccentric tension tests of bolts have proven that cracks emerge in the areas of maximal concentration of stresses (holes in shafts, etc.) that coincide with the areas where fibers are in tension; cracks tend to follow the delayed fracturing pattern, and their development is accompanied by the deformation-induced metal heating in the fracture area. Therefore, the analysis of high strength bolts shall concentrate on the eccentric tension with account for contact-induced loads, while the tendency to delayed fracturing may be adjusted through the employment of both metallurgical and process techniques.
Key words: steel structures, high strength bolts, eccentric tension, tests, resistance to delayed fracturing.
References
1. Augustin Ya., Shledzevskiy E. Avarii stal'nykh konstruktsiy [Accidents on Steel Structures]. Translated from Polish. Moscow, Stroyizdat Publ., 1978, 183 p. (In Russian).
2. Katyushin V.V. Zdaniya s karkasami iz stal'nykh ram peremennogo secheniya (ra-schet, proektirovanie, stroitel'stvo) [Building with Steel Frames of Variable Cross Section (Calculation, Design, Construction)]. Moscow, Stroyizdat Publ., 2005, 656 p. (In Russian).
3. SP 16.13330.2011. Stal'nye konstruktsii. Aktualizirovannaya redaktsiya SNiP II-23— 81* [Requirements SP 16.13330.2011. Steel Structures. The Updated Edition of Construction Rules SNIP II-23—81*]. Minregion Rossii [Ministry of Regional Development of Russia]. Moscow, OAO «TsPP» Publ., 2011, 178 p. (In Russian).
BECTHMK ii /20l4
11/2014
4. Moyseychik E.A. Avarii sooruzheniy i ikh uchet pri nauchnom i normativnom obe-spechenii mostostroeniya [Crash of Structures and Accounting for Them in the Scientific and Regulatory Provision of Bridge Construction]. Avtomobil'nye dorogi i mosty [Highways and Bridges]. 2010, no. 1(5), pp. 109—114. (In Russian).
5. Goritskiy V.M., Khromov D.P. Kachestvo i ekspluatatsionnaya nadezhnost' vysoko-prochnykh boltov iz stali 40Kh «selekt» [Quality and Operational Reliability of High-strength Bolts of 40 "Select" Steel]. Promyshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo [Industrial and Civil Engineering]. 1999, no. 5, pp. 21—22. (In Russian).
6. Goritskiy V.M., Guseva I.A., Sotskov N.I., Kulemin A.M. Ustanovlenie prichiny raz-rusheniya vysokoprochnykh boltov M30 klassa prochnosti 12.9 importnogo proizvodstva [Determining Destruction Causes of Imported High-Strength Bolts M30 of 12.9 Strength Class]. Promyshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo [Industrial and Civil Engineering]. 2009, no. 5, pp. 21—24. (In Russian).
7. Fridman Ya.B. Mekhanicheskie svoystva metallov : v 2-kh chastyakh. Ch. 2. Me-khanicheskie ispytaniya. Konstruktsionnaya prochnost' [Mechanical Properties of Metals. In 2 parts. 3rd edition, revised and enlarged. Part 2. Mechanical Tests. Structural Strength]. Moscow, Mashinostroenie Publ., 1974, 368 p. (In Russian).
8. Potak Ya.M. Khrupkie razrusheniya stalii stal'nykh izdeliy [Brittle Fracture of Steel and Steel Products]. Moscow, Oborongiz Publ., 1955, 389 p. (In Russian).
9. Sil'vestrov A.V., Chibryakov G.G., Moyseychik E.A. Prochnost' boltov uzlovykh so-pryazheniy strukturnykh konstruktsiy tipa «MArkhI» pri nizkikh temperaturakh [Strength Bolts for Interface Structural Designs of "MArkhI" Type at Low Temperatures]. Nadezhnost' konstruktsiy v ekstremal'nykh usloviyakh : sbornik nauchnykh trudov [Reliability of Structures under Extreme Conditions : Collection of Scientific Articles]. Yakutsk, YaGU Publ., 1984, pp. 77—82. (In Russian).
10. Biryulev V.V. Proektirovanie metallicheskikh konstruktsiy [Design of Metal Structures]. Leningrad, Stroyizdat Publ., 1990, 432 p. (In Russian).
11. Lakhtin Yu.M. Metallovedenie i termicheskaya obrabotka metallov [Metallurgy and Heat Treatment of Metals]. 3rd edition. Moscow, Metallurgiya Publ., 1983, 360 p. (In Russian).
12. Krutikova I.A., Panfilova L.M., Smirnov L.A. Issledovanie sklonnosti k zamedlennomu razrusheniyu vysokoprochnykh boltovykh staley, mikrolegirovannykh vanadiem i azotom [Investigation of Susceptibility to Delayed Fracture of High-strength Bolting Steels Microalloyed with Vanadium and Nitrogen]. Metallurg [Steel Worker]. 2010, no. 1, pp. 59—64. (In Russian).
13. Chertov V.M. Tsinkovanie — odna iz prichin vodorodnoy khrupkosti vysokoproch-noy stali [Galvanizing — One of the Reasons of Hydrogen Embrittlement of High Strength Steel]. Tekhnologiya mashinostroeniya [Engineering Technology]. 2006, no. 2, pp. 11—14. (In Russian).
14. Filippov G.A. Zakonomernosti yavleniya zamedlennogo razrusheniya vysokoprochnykh staley i sposoby povysheniya treshchinostoykosti stal'nykh izdeliy [Regularities of the Phenomenon of Delayed Fracture of High Strength Steels and Ways to Improve the Fracture Toughness of Steel Products]. Thesis of the Doctor of Technical Sciences. Moscow, TsNIIChM im. I.P. Bardina Publ., 1989, 43 p. (In Russian).
15. Mishin V.M. Strukturno-mekhanicheskie osnovy lokal'nogo razrusheniya konstruktsi-onnykh staley: monografiya [Structural and Mechanical Bases of Local Fracture of Structural Steels: Monograph]. Pyatigorsk, Spetspechat' Publ., 2006, 226 p.
16. Mishin V.M., Filippov G.A. Kriteriy i fiziko-mekhanicheskaya kharakteristika soprotiv-leniya stali zamedlennomu razrusheniyu [Criterion and Physical Mechanical Characteristics of Steel Resistance to Delayed Fracture]. Deformatsiya i razrushenie materialov [Deformation and Fracture of Materials]. 2007, no. 3, pp. 37—42. (In Russian).
17. Mishin V.M., Filippov G.A. Kineticheskaya model' zamedlennogo razrusheniya za-kalennoy stali [Kinetic Model of Delayed Fracture of Hardened Steel]. Problemy chernoy metallurgii i materialovedeniya [Problems Ferrous Metallurgy and Materials Science]. 2008, no. 3, pp. 28—33. (In Russian).
18. Shikhovtsov A.A., Mishin V.M. Kinetika i mikromekhanika zamedlennogo razrusheniya stali [Kinetics and Micromechanics of Delayed Steel Fracture]. Fundamental'nye issle-dovaniya [Fundamental Research]. 2013, no. 4 (4), pp. 858—861. Available at: www.rae. ru/fs/?section=content&op=show_article&article_id=10000497. Date of access: 11.10.2014. (In Russian).
19. Geoffrey L. Kulak, John W. Fisher, John H. A. Struik. Guide to Design Criteria for Bolted and Riveted Joints. Chicago, American Institute of Steel Construction, Inc, 2001, 333 p.
20. Eliaz N., Shachar A., Tal B., Eliezer D. Characteristics of Hydrogen Embrittlement, Stress Corrosion Cracking and Tempered Martensite Embrittlement in High-strength Steels. Engineering Failure Analysis. 2002, no. 9, pp. 167—184. DOI: http://dx.doi.org/10.1016/ S1350-6307(01)00009-7.
21. Dayal R.K., Parvathavarthini N. Hydrogen Embrittlement in Power Plant Steels. Sad-
hana. June/August 2003, vol. 28, no. 3—4, pp. 431-451. DOI: http://dx.doi.org/10.1007/
BF02706442.
About the author: Moyseychik Evgeniy Alekseevich — Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, Doctoral Student, Department of Metal and Wooden Structures, Novosibirsk State Universityof Architecture and Civil Engineering (NSUACE (Sibstrin)),
113 Leningradskaya str., Novosibirsk, 630008, Russian Federation; [email protected].
For citation: Moyseychik E.A. Rabota rastyanutykh vysokoprochnykh boltov v elemen-takh stal'nykh konstruktsiy i ikh sklonnost' k zamedlennomu razrusheniyu [Behaviour of High Stretch Bolts in Tension Working as Part of Elements of Steel Structures and Their Tendency to Delayed Fracturing]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2014, no. 11, pp. 58—67. (In Russian).
